Simulacao de Unidade de Destilacao

7/17/2019 Simulacao de Unidade de Destilacao

http://slidepdf.com/reader/full/simulacao-de-unidade-de-destilacao 1/124

UNIVERSIDADE DO ESTADO DO RIO DE JANEIRO

UNIVERSIDADE PETROBRAS

CURSO DE ESPECIALIZAÇÃO EM ENGENHARIA DE PROCESSAMENTO DE PETRÓLEO

SIMULAÇÃO DE UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO

ATMOSFÉRICA

DOUGLAS BOMBARDELLI

MANUEL MENA BARRETA GOMES

MARCUS VÍNICIUS DO PRADO JÚNIORSAMUEL FACCHIN

Julho/2006



INSTITUTO DE QUÍMICA – UERJ/ PETROBRASCURSO DE ESPECIALIZAÇÃO EM PROCESSAMENTO DE

PETRÓLEO

Simulação de uma Unidade de Destilação

Atmosférica

Douglas Bombardelli

Manuel Mena Barreto Gomes

Marcus Vinícius do Prado Júnior

Samuel Facchin

Monografia de conclusão de curso apresentada como

requisito parcial para obtenção do título de Especialista em

Engenharia de Processamento de Petróleo

Área de concentração: Simulação de Processos

Orientadores:

Prof. Dr. André Luiz Hemerly da Costa

Prof. Dr. Victor Rolando Ruiz Ahón

Rio de Janeiro2006



S614 Simulação de uma unidade de destilação atmosférica / Douglas

Bombardelli....[et al.]. – 2006.

123 f.

Monografia(Especialização em Engenharia de Processamento de

Petróleo) - Universidade Estadual do Rio de Janeiro, 2006.

1. Destilação atmosférica. 2. Petróleo. 3. Simulação.

I. Bombardelli, Douglas. II. Gomes, Manuel Mena Barreto.

III. Prado Júnior, Marcus Vinícius do. IV. Facchin, Samuel.

V. Título.

CDD 665.532



INSTITUTO DE QUÍMICA – UERJ/ PETROBRASCURSO DE ESPECIALIZAÇÃO EM PROCESSAMENTO DE

PETRÓLEO

A Comissão Examinadora, abaixo assinada, aprova a Monografia Simulação de

uma Unidade de Destilação Atmosférica

, elaborada por Douglas Bombardelli, Manuel Mena Barreto Gomes, Marcus

Vinícius do Prado Júnior e Samuel Facchin, como requisito parcial para obtenção do

grau de Especialista em Engenharia de Processamento de Petróleo.

Comissão Examinadora:

Prof. MSc. Nilo Indio do Brasil

Eng. MSc. Mário Fernando Porto





Agradecimentos

Agradecemos primeiro a Deus, por sua iluminação, especialmente nas horasem que as coisas pareciam não ir também, temos certeza que muitas das soluçõesencontradas foram fruto de Sua ajuda.

Agradecemos as nossas famílias, portos seguros onde ancoramos durante asmaiores tormentas. Não poderíamos deixar de agradecer aos nossos verdadeirosamigos, por colaboração tanto na elaboração desse trabalho, bem como nas horas derelax, tão importantes ao longo dessa longa e, muitas vezes, dura jornada.

Agradecemos também a Petrobras S.A., em especial a Universidade Petrobrase, pela oportunidade para execução desse trabalho e aos engenheiros e operadores deacompanhamento da unidade avaliada, pelas informações e valiosa ajuda nodesenvolvimento desse.

Por fim agradecemos aos nossos orientadores, André e Victor, por suas idéias,esclarecimentos e apoio ao longo dessa jornada.



Resumo

O papel da simulação de processos vem crescendo ao longo dos últimos anos,

sendo utilizada para projeto, avaliação e desenvolvimento na área de refino de

petróleo. A simulação de torres de destilação, especialmente de unidades de

destilação atmosférica, se constitui uma ferramenta fundamental para o engenheiro

de acompanhamento.

Esse trabalho objetiva o desenvolvimento de uma ferramenta computacional de

simulação de uma unidade de destilação atmosférica capaz de representar ocomportamento da unidade industrial dentro de uma margem satisfatória de erros.

Inicialmente é realizada uma breve revisão sobre processos de refino,

ferramentas de simulação, modelos termodinâmicos e caracterização do petróleo e

suas frações através da metodologia de pseudocomponentes.

Posteriormente é proposta uma ferramenta computacional para simular uma

unidade de destilação atmosférica de uma refinaria. Os resultados produzidos são

primeiramente comparados com simuladores comerciais para validar o desempenho

do simulador, PETROX®, e da ferramenta desenvolvida.

A ferramenta desenvolvida e validada é então utilizada para avaliar a

capacidade da simulação em representar dados reais de processo, tornando-a

utilizável para aplicação industrial.

Como aplicação final da ferramenta é proposta a avaliação de um cenário

futuro de operação, constituído por um petróleo mais pesado que o atualmente processado, avaliando-se os rendimentos e qualidade dos principais derivados.



Durante as etapas de desenvolvimento e avaliação da ferramenta são analisadas

as influências de alguns parâmetros utilizados na simulação sobre a produção e

qualidade dos derivados de petróleo produzidos na unidade de destilação. Essasavaliações e análises constituem um guia rápido para o desenvolvimento de

simulações análogas.



Abstract

Process Simulation is becoming even more frequent nowadays, being used for

design, evaluation and development in the refining industry. The simulation of

distillation towers, especially for atmospheric distillation units, is a fundamental tool

for process engineers.

The works intends develop a simulation computational tool of an atmospheric

distillation unit capable of representing the behavior of the industrial unit within a

satisfactory error margin.

Initially a brief revision about the refining process, simulation tools,

thermodynamic models e crude oil characterization and its fractions using the pseudo

components methodology is made.

Later, a computational tool to simulate an atmospheric distillation unit of a

refinery is proposed. The results are former compared within the ones produced by

commercial simulators, aiming the validation of the PETROX® simulator and the

tool itself.

The developed tool is then used to evaluate its capacity to reproduce real

process data, allowing its use in industrial applications.

As a final stage, the simulation tools are used to predict the quality and

quantity of the main derivates in a future scenario that is represented by a heavier

crude as feed.



The influences of some parameters used in the simulation over production and

quality of derivates are analyzed during the development of this work. These

evaluations and analysis are a quick guide in the development of analogoussimulations.



Sumário

Simulação de uma Unidade de Destilação Atmosférica..................................1

Simulação de uma Unidade de Destilação Atmosférica..................................2

Sumário .............................................................................................................10

Introdução .........................................................................................................19

1.1 Motivação.............................................................................................................. 191.2 Objetivos ............................................................................................................... 21

1.2.1 Objetivo Geral .............................................................................................. 221.2.2 Objetivos Específicos................................................................................... 22

1.3 Estrutura da Monografia. ...................................................................................... 22

Revisão Bibliográfica .......................................................................................24

2.1 Destilação.............................................................................................................. 242.1.1 A unidade de Destilação Atmosférica em uma refinaria de petróleo........... 262.1.2 Variáveis operacionais em uma coluna de destilação atmosférica .............. 29

2.2 Simulação de Processos Químicos........................................................................ 302.2.1 Simuladores Estacionários de Processos Químicos ..................................... 31

2.2.2 Ferramentas de Simulação Estacionária e a Indústria de Processos ............ 322.2.3 Simulação de Destilação Multicomponente................................................. 352.3 Equilíbrio de Fases.......................................................................................... 38

2.3.1 Equilíbrio Líquido-Vapor............................................................................. 412.3.2 Equações de Estado...................................................................................... 42

2.4 Caracterização de petróleo e suas frações............................................................. 452.4.1 Caracterização físico-química de petróleo e suas frações............................ 462.4.2 Caracterização fisico-química de Óleos Crus .............................................. 472.4.3 Caracterização físico-química de frações de petróleo.................................. 472.4.4 Propriedades Básicas Experimentais de Frações de Petróleo ...................... 48

Ponto de Ebulição e Curvas de Destilação...................................................... 48

Densidade eo

API ............................................................................................ 50Massa Molar.................................................................................................... 51Viscosidade Cinemática.................................................................................. 51

2.4.5 Ponto de ebulição médio e interconversão de dados de destilação.............. 52Pontos de ebulição médios.............................................................................. 52Interconversão de dados de destilação............................................................ 53

2.4.6 Estimativa de propriedades de Frações de Petróleo..................................... 54Cortes curtos e cortes longos .......................................................................... 54Estimativa de massa molar, propriedades críticas e fator acêntrico................ 55Estimativa de outras propriedades .................................................................. 55

2.5 Número mínimo de dados de experimentais......................................................... 55

2.6 Regras de Mistura ................................................................................................. 562.6.1 Regras de Aditividade.................................................................................. 56



2.6.2 Método dos Índices de Mistura.................................................................... 572.6.3 Método dos Valores de Mistura ou dos Bônus ............................................ 57

Desenvolv imento e Validação da Simulação da Unidade de Destilação Atmosférica .......................................................................................................58

3.1Definições Preliminares ......................................................................................... 593.2 Descrição do Sistema............................................................................................ 603.3 Simulação da Torre de Pré-Flash .......................................................................... 62

3.3.1 Unidade Industrial........................................................................................ 623.3.2 Metodologia de Modelagem ........................................................................ 633.3.3 Caracterização da carga da unidade............................................................. 643.3.4 Simulação da Torre de Pré-Flash ................................................................. 663.3.5 Resultados e Discussões............................................................................... 69

Variáveis Flexibilizadas.................................................................................. 69

Características do Cru Pré-Fracionado............................................................ 713.4 Simulação da Torre Atmosférica .......................................................................... 73

3.4.1 Torre de Destilação Atmosférica ................................................................. 733.4.2 Simulação da Torre Atmosférica ................................................................. 753.4.3 Parâmetros da simulação.............................................................................. 763.4.4 Condições de Operação................................................................................ 783.4.5 Resultados e Discussões............................................................................... 80

Simulação das condições operacionais atuais ..............................................86

4.1 Coleta de dados ..................................................................................................... 86

4.2 Simulação da Torre de Pré-Flash .......................................................................... 884.2.1 Resultados e Discussões............................................................................... 904.3 Simulação da Torre Atmosférica .......................................................................... 96

4.3.1 Resultados e Discussões............................................................................... 99

Simulação de condições operacionais futuras ............................................108

5.1Torre de Pré-Flash................................................................................................ 1105.2 Torre Atmosférica ............................................................................................... 112

Conclusão........................................................................................................120

6.1Considerações Finais............................................................................................ 120

6.2 Sugestões para trabalhos futuros......................................................................... 121Referências Bibl iográficas .............................................................................122

Lista de figuras .................................................................................................12

Lista de tabelas .................................................................................................14

Simbologia e Nomenclatura.............................................................................16



Lista de figuras

Figura 1.1: Diagrama de blocos típico de uma Refinaria de Petróleo............................. 20Figura 2.1: Fluxograma da unidade de destilação atmosférica deste trabalho ................ 29Figura 2.2: Caracterização de óleos crus ......................................................................... 47Figura 3.1: Fluxograma simplificado da unidade de destilação atmosférica estudada.... 62Figura 3.2: Topologia adotada para a simulação da unidade de pré-flash no

PETROX®. ............................................................................................................ 67Figura 3.3: Topologia adotada para a simulação da torre de pré-flash no

PROCESS®. .......................................................................................................... 68Figura 3.4: Perfis de temperatura da Pré-Flash obtidos pelo PROCESS® e

PETROX® ............................................................................................................. 70

Figura 3.5: Curvas PEV do cru pré-fracionado obtidos pelo PROCESS® ePETROX®. ............................................................................................................ 72

Figura 3.6: Curvas de destilação ASTM D-86 do cru pré-fracionado obtidas peloPROCESS® e PETROX® ...................................................................................... 73

Figura 3.7: Fluxograma simplificado da coluna de destilação atmosférica..................... 74Figura 3.8: Curvas de destilação PEV do cru pré-fracionado.......................................... 76Figura 3.9: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica. ........................... 77Figura 3.10: Perfil de temperatura da torre atmosférica. ................................................. 81Figura 3.11: Curvas ASTM D-86 da Nafta pesada obtidas via HYSIM® e

PETROX®. ........................................................................................................... 83Figura 3.12: Curvas ASTM D-86 do Querosene obtidas via HYSIM® e PETROX®. .. 83

Figura 3.13: Curvas ASTM D-86 do Diesel leve obtidas via HYSIM® ePETROX®. ........................................................................................................... 84

Figura 3.14: Curvas ASTM D-86 do Diesel pesado obtidas via HYSIM® ePETROX®. ........................................................................................................... 84

Figura 4.1: Fluxograma simplificado da coluna de Pré-Fracionamento.......................... 89Figura 4.2: ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada da planta e obtida pelo

PETROX® ............................................................................................................. 94Figura 4.3: Curva PEV do cru pré-fracionado obtida pelo PETROX® em

comparação à planta. ............................................................................................. 95Figura 4.4: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica no PETROX®..... 98Figura 4.5: Comparação entre o perfil de temperaturas medido e os simulados........... 102Figura 4.6: ASTM D-86 da nafta pesada da planta e obtida pelo PETROX® ............... 104Figura 4.7: ASTM D-86 do querosene da planta e obtida pelo PETROX® .................. 104Figura 4.8: ASTM D-86 do Diesel leve da planta e obtida pelo PETROX®................. 105Figura 4.9: ASTM D-86 do Diesel pesado da planta e obtida pelo PETROX® ............ 105Figura 4.10: ASTM D-86 do resíduo atmosférico da planta e obtida pelo PETROX® . 106Figura 5.1: Curvas PEV do petróleo atual e futuro........................................................ 109Figura 5.2: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta leve não estabilizada ........ 112Figura 5.3: Perfil de temperaturas da torre atmosférica comparando dados de planta

com simulação atual e futura............................................................................... 115Figura 5.4: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta pesada............................... 116

Figura 5.5: Curvas de destilação ASTM D-86 para o querosene. ................................. 117Figura 5.6: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel leve.................................. 117



Figura 5.7: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel pesado. ............................ 118Figura 5.8: Curvas de destilação ASTM D-86 para o resíduo atmosférico................... 118



Lista de tabelas

Tabela 2.1: Pontos de retirada de frações de petróleo em uma coluna de destilaçãoatmosférica e temperaturas de ebulição típicas - ASTM D 86............................. 28

Tabela 2.2: Passos para simulação de um flash ............................................................... 35Tabela 2.3: Coeficientes da forma geral das equações cúbicas de van der Waals

(vdW), Redlich-Kwong (RK), Soave-Redlich-Kwong (SRK) e de Peng-Robinson (PR). ...................................................................................................... 44

Tabela 2.4: Sugestão de modelos termodinâmicos para cada tipo de sistema................. 45Tabela 3.1: Sistema de Equações e correlações utilizados pelo pacote SET01 do

PETROX® ............................................................................................................. 59Tabela 3.2: Unidades das principais variáveis utilizadas................................................. 60

Tabela 3.3: Condições operacionais da Torre de Pré-Flash............................................. 69Tabela 3.4: Comparação dos resultados para a razão de refluxo e vazão de produtos .... 70Tabela 3.5: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo PROCESS® e

PETROX® ............................................................................................................. 71Tabela 3.6: Propriedades do cru pré-fracionado calculados pelo PROCESS® e

PETROX® ............................................................................................................. 72Tabela 3.7: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo HYSIM® e

PETROX® ............................................................................................................. 75Tabela 3.8: Equivalência entre pratos reais e estágios teóricos....................................... 77Tabela 3.9: Dados da torre de destilação atmosférica...................................................... 78Tabela 3.10: Condições de operação................................................................................ 79

Tabela 3.11: Especificações e variáveis flexibilizadas. ................................................... 80Tabela 3.12: Variáveis estimadas. ................................................................................... 80Tabela 3.13: Comparação entre PETROX® e HYSIM®. ................................................. 82Tabela 3.14: Produtos obtidos nas simulações HYSIM® e PETROX® ........................... 82Tabela 4.1: Parâmetros de processo utilizados na simulação da torre de pré-

fracionamento........................................................................................................ 89Tabela 4.2: Estimativas utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento............. 89Tabela 4.3: Especificações utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento........ 90Tabela 4.4: Metodologia utilizada nas simulações da torre pré-fracionadora ................. 90Tabela 4.5: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 1................ 91Tabela 4.6: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,

caso 1..................................................................................................................... 91Tabela 4.7: Verificação do efeito do número de estágios teóricos no desempenho da

coluna, caso 1 ........................................................................................................ 92Tabela 4.8: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,

caso 2..................................................................................................................... 92Tabela 4.9: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 2................ 92Tabela 4.10: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,

caso 3..................................................................................................................... 93Tabela 4.11: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 3.............. 93Tabela 4.12: Dados para construção das Curvas PEV..................................................... 96

Tabela 4.13: Condições de operação utilizadas na simulação da torre atmosférica ........ 97Tabela 4.14: Metodologia utilizada nas simulações da torre atmosférica ....................... 99



Tabela 4.15: Comparação entre os resultados das principais variáveis especificadas... 100Tabela 4.16: Comparação entre vazões, rendimentos volumétricos e densidades......... 100Tabela 4.17: Comparação entre os perfis de temperatura e razão de refluxo

simulados e medidos ........................................................................................... 101Tabela 4.18: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 decada produto e avaliação entre o afastamente (Gap) e a sobreposição(Overlap) de cortes contíguos. ............................................................................ 103

Tabela 5.1: Especificações e variáveis flexibilizadas .................................................... 110Tabela 5.2: Condições de processo da planta e das simulações das condições atuais

e futuras da torre de pré-flash.............................................................................. 111Tabela 5.3: Valores das temperaturas medidos na planta e obtidos nas simulações

das condições atuais e futuras da torre de pré-flash............................................ 111Tabela 5.4: Comparação entre as variáveis de processo da operação atual da planta

com a simulação atual e futura............................................................................ 113

Tabela 5.5: Vazões volumétricas, rendimentos em relação ao cru pré-fracionado edensidade dos cortes da torre atmosférica........................................................... 113

Tabela 5.6: Perfil de temperaturas para a torre atmosférica comparando dados de planta com simulação atual e futura.................................................................... 114

Tabela 5.7: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 decada produto e avaliação entre o afastamento (Gap) e a sobreposição(Overlap) de cortes contíguos ............................................................................. 116



Simbologia e Nomenclatura

a Parâmetro de atração de Van der Waals, Soave ou Peng-

Robinson

AA Água ácida

oAPI densidade API

BSW Basic Sediments & Water

b Parâmetro de volume residual de Van der Waals, Soave ou

Peng-Robinson

bi concentração do componente i

C5+ Fração composta por hidrocarbonetos de mais de 4 átomos de

carbono

C7+ Fração composta por hidrocarbonetos de mais de 6 átomos de

carbono

21 /T T d Densidade, relação entre a massa específica do composto à

temperatura T1(oC) e a massa específica da água à temperatura

T2 (oC)

i f ̂ Fugacidade parcial do componente i

iG Energia de Gibbs parcial molar do componente i

GI Gás ideal

GLP Gás liquefeito de petróleo

H Altura do leito recheado

HETP Altura equivalente a um prato teórico

n Número de estágios ideais

P Pressão do sistema

P M Propriedade da mistura



pi Propriedade do componente i

cP Pressão crítica

P pc Pressão pseudocrítica

PEMC Ponto de ebulição médio cúbico

PEMe Ponto de ebulição médio mediano

PEMM Ponto de ebulição médio molar

PEMP Ponto de ebulição médio mássico

PEMV Ponto de ebulição médio volumétrico

PEV Ponto de ebulição verdadeiro

PFE Ponto final de ebulição

PIE Ponto inicial de ebulição

PI Plant Information®

PF i Correção de Poynting do componente i

R Constante dos gases

RAT Resíduo atmosférico

SDCD Sistema Digital de Controle Distribuído

T Temperatura

C T Temperatura crítica

T pc Temperatura pseudocrítica

UCP Unidade de coqueamento retardado

UDA Unidade de destilação atmosférica

UDV Unidade de destilação a Vácuo

UFCC Unidade de craqueamento catalítico

iV Volume parcial molar do componente i

V pc Volume pseudocrítico



VEB Vaporização por expansão brusca

VR Vapor de retificação

i x Fração molar do componente i

Z Fator de compressibilidade dos gases

Coeficiente de atividade do componente iiγ

iφ ̂ Coeficiente de fugacidade parcial do componente i

Fator acêntrico



Capítulo 1

Introdução

1.1 Motivação

O petróleo cru ao entrar em uma refinaria, necessita passar por processos físicos e

químicos para agregar valor comercial e se transformar em derivados com aplicações

específicas para o mercado consumidor. Os processos de refino de petróleo podem ser

divididos basicamente em três: separação, conversão e acabamento.

Os processos de separação são métodos físicos de refino, dos quais se pode destacar

principalmente a destilação, na qual os componentes do petróleo são separados baseados na

diferença dos seus pontos de ebulição. Outros exemplos importantes de separação são os

processos de absorção, dessorção, adsorção e extração em fase líquida.

Os processos de conversão são aqueles que envolvem reações químicas dos

hidrocarbonetos da corrente de carga da unidade, destacando-se o processo de craqueamento

catalítico fluidizado, o qual converte um produto de alto peso molecular e baixo valor

comercial (gasóleo de vácuo) em produtos de mais baixo peso molecular, porém de valor

comercial mais elevado (gás liquefeito de petróleo e gasolina, principalmente). Processos

como coqueamento retardado, reforma catalítica, alquilação catalítica, entre outros, também

promovem reações químicas produzindo derivados com importante aplicação na indústria do

alumínio, petroquímicas e como combustíveis, respectivamente.

O acabamento nos derivados do petróleo consiste basicamente em purificar e estabilizar

as correntes de produtos contribuindo para aumentar a vida útil, melhorar a aparência e



20

reduzir os impactos da sua utilização na natureza. Os principais processos de acabamento são

o hidrotratamento, tratamento cáustico e recuperação de enxofre.

A Figura 1.1 apresenta um diagrama dos principais processos encontrados em uma refinaria

de petróleo para a produção de combustíveis e petroquímicos.

Figura 1.1: Diagrama de blocos típico de uma Refinaria de Petróleo

O atual cenário de consumo de derivados de petróleo aponta para uma elevação da

demanda pelas frações leves, como nafta, óleo diesel e querosene de aviação e redução da

necessidade por frações pesadas como o óleo combustível.

Paradoxalmente a essa tendência, as refinarias do Sistema Petrobras têm, nos últimos

anos, processado uma quantidade cada vez maior de petróleos nacionais, tipicamente mais



21

ricos nas frações pesadas. Outro fator relevante nesse aspecto é que muitas dessas refinarias

foram projetadas para processar óleo mais leve, proveniente do exterior.

A primeira unidade de separação a sofrer influência dessa troca de carga é a unidade dedestilação atmosférica, a qual é responsável pela etapa inicial do refino do petróleo, sendo que

dessa unidade saem correntes de produtos praticamente acabados, como o Querosene de

Aviação (QAV), e correntes que são utilizadas como carga para as unidades subseqüentes,

caso do Resíduo Atmosférico (RAT) que é enviado para a Unidade de Destilação a Vácuo

onde sofrerá novo fracionamento para a produção de novas correntes.

A avaliação do impacto causado em uma unidade de refino pelo processamento de uma

carga com características díspares das de projeto é de fundamental importância para todos os

setores envolvidos na cadeia de petróleo, desde o nível operacional até o comercial.

Nesse aspecto, a simulação computacional de processos químicos encontra um forte

nicho de aplicação, pois pode-se prever o comportamento da unidade sem a necessidade da

realização de testes in loco, o que reduz os custos e o tempo necessário para o processamento

dessa informação.

Um simulador de processos pode ser definido como um programa de computador capaz

de emular o comportamento de equipamentos e correntes de um processo químico, utilizando

para isso equacionamentos matemáticos, os quais representam os princípios físico-químicos,

relações empíricas e correlações, além de um banco de dados contendo parâmetros cinéticos,

termodinâmicos e de fenômenos de transporte que podem representar uma gama muito ampla

de processos de transformação de matéria.

1.2 ObjetivosEsse trabalho visa implementar a simulação de uma unidade de destilação atmosférica

de uma refinaria de petróleo capaz de predizer o comportamento da unidade, bem como

prever a composição das frações efluentes dela frente a mudanças de carga e parâmetros

operacionais, com a finalidade de otimização do processo, ou mesmo planejando uma

ampliação da unidade.



22

1.2.1 Objetivo Geral

Implementar a unidade de destilação atmosférica em um simulador de processos,

calibrar essa simulação, através de ajustes de parâmetros operacionais e de equipamentos,

para que seus resultados representem os dados de processo, e utilizar os resultados gerados

para a identificação de gargalos, avaliação de mudança de carga e prever a possibilidade de

aumento de capacidade.

1.2.2 Objetivos Específicos

• Elaborar uma simulação em regime estacionário de uma unidade de destilação

atmosférica (modelo), utilizando como ferramenta o simulador PETROX®;

• Validar o modelo adotado ajustando-o com dados de projeto e operação atual da

unidade;

• Selecionar e avaliar cenários futuros quanto à operação otimizada da unidade.

1.3 Estrutura da Monografia.

Esta monografia apresenta-se dividida em seis capítulos, conforme descritos a seguir:

O capítulo 1 trata da introdução ao tema a ser abordado na monografia. No capítulo 2 é

feita uma breve revisão bibliográfica sobre o processo de destilação, métodos de simulação de

processos químicos, modelos termodinâmicos utilizados na modelagem de sistemas de

destilação e metodologia de caracterização de petróleos e suas frações.

O capítulo 3 apresenta a elaboração e validação da simulação da unidade de destilação

atmosférica (modelo), composta por uma coluna de pré-fracionamento (pré-flash) e uma

coluna de destilação atmosférica e seus acessórios, para a condição de projeto da unidade.

Para a validação do modelo desenvolvido foram utilizadas simulações anteriores

desenvolvidas em ferramentas comerciais de simulação de processos. Nesse capítulo é

também apresentada uma descrição da unidade, bem como os modelos termodinâmicos

utilizados.

O capítulo 4 apresenta o emprego da ferramenta desenvolvida no capítulo 3 para um

caso real de operação, visando preparar a ferramenta para a utilização prática, sendo



23

apresentada uma discussão das modificações necessárias para que a ferramenta consiga

representar os dados de planta de forma satisfatória.

O capítulo 5 contém a utilização da ferramenta desenvolvida no terceiro capítulo eaprimorada no capítulo 4 para um cenário futuro de operação da unidade com o objetivo de

prever rendimentos de produtos a partir da carga do cenário.

Nas conclusões tem-se um resumo dos principais resultados obtidos, bem como

sugestões de trabalhos futuros na área.



Capítulo 2

Revisão Bibliográfica

Nesse capítulo é realizada uma breve revisão sobre os temas relevantes ao

desenvolvimento desse trabalho, tais como processo de destilação, simulação de processos,

modelos termodinâmicos e metodologias de caracterização de petróleo e suas frações.

2.1 Desti lação

A destilação é o processo de separação física mais importante em uma refinaria de

petróleo. Através da destilação, podem-se separar frações de maior aplicação e valor agregado

que a carga inicial, sendo este processo largamente aplicado na produção de combustíveis

(GLP, gasolina, querosene, diesel, etc.) e lubrificantes, bem como cargas para outros

processos de separação e conversão dentro das refinarias.

Genericamente, o processo de destilação pode ser realizado de três formas (INDIO DO

BRASIL, 2005a):

• Destilação integral;

• Destilação diferencial;

• Destilação fracionada.

A destilação integral ou destilação flash é realizada em um único estágio, sendo a carga

separada em uma fase líquida e outra gasosa, admitindo-se que ambas estão em equilíbrio

termodinâmico. Quando a vaporização ocorre de forma rápida e sem troca de calor devido aoabaixamento repentino da pressão do sistema, como na passagem de um líquido por uma



25

válvula redutora de pressão, diz-se que a destilação integral ocorre devido à vaporização por

expansão brusca (VEB), sendo a temperatura final da mistura líquido-vapor menor que a

inicial devido ao processo ocorrer de forma adiabática.

A destilação diferencial (ou em batelada) é aquela que ocorre com separação total da

fase vapor do contato com a fase líquida, não existindo relação de equilíbrio termodinâmico

entre as fases, como por exemplo nos métodos de ensaio ASTM de destilação de frações de

petróleo. Ao final de certo tempo teremos um destilado rico nas frações mais leves da mistura

inicial e um resíduo rico nas frações mais pesadas.

A destilação fracionada ocorre por sucessivas vaporizações e condensações de uma

mistura onde, se existir uma diferença de volatilidade entre os componentes da mistura, irá

separar os compostos mais voláteis dos menos voláteis. Na prática é a junção de vários

estágios de destilação integral, que permite a obtenção de produtos com grau de pureza mais

elevado que os outros processos, sendo esta a destilação empregada em grande parte dos

processos de separação de misturas multicomponentes.

A torre de destilação é então constituída de estágios físicos, podendo estes estágios

serem compostos por pratos (perfurados, valvulados ou com borbulhadores), recheios

(randômicos ou estruturados) ou chicanas. A escolha de uma ou outra opção irá depender de

fatores como carga da torre, perfil de escoamento do vapor e do líquido ou preferência do

projetista, sendo usual ultimamente a adoção de seções com pratos aliadas a seções

preenchidas com recheios, buscando melhorar o contato líquido-vapor em trechos específicos

da coluna. As chicanas são menos usuais por não permitirem um bom contato entre o líquido

e o vapor (KISTER, 1992; INDIO DO BRASIL, 2005a).

Em todas as situações, é importante que em cada estágio o vapor borbulhe na correntelíquida e esta escoe por desnível até o fundo da torre, evitando situações operacionais

indesejáveis como formação de caminhos preferenciais (reduzindo o contato vapor-líquido,

principalmente em colunas com recheio), inundação dos estágios, arraste de líquido, entre

outros fatores que prejudicam o fracionamento da mistura.



26

2.1.1 A unidade de Destilação Atmosférica em uma refinaria depetróleo

Após entrar na refinaria, o petróleo é estocado em tanques antes de ser refinado. Nos

tanques normalmente são realizados os blends (misturas de petróleos) com o objetivo de

acertar características como densidade, teor de contaminantes, separação de água, entre

outras, a fim de especificar o cru para o perfil de refino da unidade e rendimento de derivados

esperado (que irá depender da “campanha” de produção de derivados em curso na refinaria).

O cru estocado é então enviado para uma bateria de pré-aquecimento, onde troca calor

com correntes oriundas da destilação atmosférica e a vácuo, com o objetivo de acertar a

temperatura para o processo de dessalgação, tipicamente em torno de 150°C (INDIO DOBRASIL, 2005). Na dessalgação o petróleo inicialmente recebe uma injeção de água, de

reposição e oriunda da própria dessalgação, com o objetivo de aumentar a solubilização na

fase aquosa de sais presentes no cru, diluir a concentração de sais que sai na água residual e

auxiliar na desidratação posterior do cru.

Em seguida, a mistura passa por uma válvula de controle onde, sob uma pressão da

ordem de 15 a 20 kgf/cm2 (para evitar a vaporização dos compostos mais leves), sofre uma

perda de carga de no máximo 2 kgf/cm2 para melhorar a dispersão da água no óleo, em

virtude do aumento da turbulência da mistura na válvula. A mistura então entra no vaso de

dessalgação, onde transformadores fornecem tensões da ordem de 15 a 25 kV a eletrodos

imersos no vaso, acelerando a coalescência das partículas de água e separação destas do óleo.

O vaso opera totalmente cheio, com o óleo saindo pelo topo e a água com sais saindo pelo

fundo. O teor de água e sedimentos (BSW – “Basic Sediments & Water”) no petróleo

dessalgado é normalmente especificado para menos que 0,2% em volume da mistura (INDIO

DO BRASIL, 2005b).

Após a etapa de dessalinização e desidratação, o petróleo passa por uma segunda bateria

de pré-aquecimento, trocando calor com correntes de maior temperatura e permitindo uma

economia operacional elevada, pois “oferece a vantagem de aquecer a carga com frações que

se deseja resfriar, economizando o excesso de combustível que se faria necessário para o

aquecimento total da carga, além de oferecer um menor dimensionamento dos fornos”

(ABADIE, 2006).



27

Por estar a uma temperatura inferior à desejada para adentrar na destilação atmosférica,

o petróleo deve então ser aquecido em fornos onde ocorre a vaporização parcial da mistura,

habitualmente entre 40 e 50% da carga, para o caso de unidades sem torre pré-fracionadora.

Quando a unidade de destilação possui uma torre de pré-fracionamento (prevista para

unidades de destilação de maior porte – carga acima de 20.000 m3/d), o petróleo pré-aquecido

pode entrar diretamente na torre, em um forno refervedor ou em um vaso refervedor onde as

frações mais leves do petróleo são vaporizadas e depois alimentadas na torre.

No primeiro caso, a corrente de fundo da torre pré-fracionadora é novamente aquecida

no refervedor e os vapores formados neste retornam para o fundo da torre, enquanto a fase

líquida é bombeada para a torre de destilação atmosférica. No segundo e terceiro caso, a parte

mais pesada da fração vaporizada no refervedor retorna a este pelo fundo da torre, sendo a

fração não vaporizada igualmente bombeada para a torre de destilação atmosférica. O

refervedor atua como um estágio adicional de equilíbrio nas torres de destilação. Algumas

torres “têm a facilidade de injeção de vapor d’água de retificação no fundo da torre, a fim de

melhorar o fracionamento entre a nafta leve e a nafta pesada. Neste caso, pode-se até

dispensar o uso do refervedor” (INDIO DO BRASIL, 2005a).

O produto de topo da torre pré-fracionadora é chamado de nafta leve não estabilizada,também conhecida como nafta instabilizada, por ser uma mistura de nafta leve (ponto de

ebulição em torno de 80°C) com gases leves de petróleo (compostos de 3 a 4 carbonos,

normalmente destinados a gás liquefeito de petróleo – GLP), produto este que apresenta uma

pressão de vapor e teor de contaminantes não enquadrados para especificação da gasolina

como produto final, e um teor de compostos pesados (C5+) não enquadrado para

especificação do GLP, daí o nome da corrente. Esta corrente é enviada para uma torre de

fracionamento “estabilizadora” ou “debutanizadora”, onde são separadas as frações de GLP enafta leve.

A nafta leve separada pelo fundo da torre pode ser destinada para diferentes aplicações:

• Compor o “pool” de gasolina, indo inicialmente para tanque de armazenamentode nafta de destilação atmosférica, podendo ser tratada ou não no meio do

processo;

• Nafta petroquímica;

• Solventes;



28

• Fracionamento de nafta, com o objetivo de se obter uma nafta com ponto de

ebulição inicial e final especificados para carga da unidade de ReformaCatalítica (produção de compostos aromáticos), por exemplo.

A corrente de fundo da torre pré-fracionadora, comumente chamada de “cru pré-fracionado”, é enviada para fornos de carga da unidade de destilação atmosférica onde recebe

a carga térmica necessária para ser parcialmente vaporizada e permitir a separação de suas

frações. A temperatura necessária para a entrada da carga na torre atmosférica, na seção da

torre chamada “zona de flash”, é aquela que permita a vaporização da maior parte dos

produtos que serão retirados nas seções superiores à região de entrada da carga, tomando-se o

cuidado de não ultrapassar a temperatura de início da decomposição térmica das frações

pesadas do petróleo. Esta temperatura irá depender do tipo de petróleo processado, adotando-se o valor de aproximadamente 400°C (ABADIE, 2006). Na prática, as torres de destilação

operam com temperaturas inferiores a este limite, de forma a otimizar o consumo de água de

resfriamento para troca térmica dos produtos do topo, como será discutido adiante.

O petróleo ao entrar na coluna de destilação atmosférica será separado pela diferença

entre os pontos de ebulição dos seus componentes em frações básicas, a partir do topo da

coluna e supondo uma unidade com torre de pré-fracionamento, conforme a Tabela 2.1.

Tabela 2.1: Pontos de retirada de frações de petróleo em uma coluna de destilação atmosférica e temperaturas deebulição típicas - ASTM D 86

Local de retiradana torre

Produto Temperatura. inicial de

ebulição ( C)

Temperatura. final de

ebulição ( C)

Topo Nafta pesada 80 210Retirada lateral Querosene 210 270Retirada lateral Diesel leve (ou Gasóleo

atmosférico leve)270 300

Retirada lateral Diesel pesado (ou Gasóleoatmosférico pesado)

300 380

Fundo Resíduo atmosférico (RAT) 380 não especificado*

* Esta fração sofre craqueamento térmico a temperaturas mais elevadas.

Os pontos iniciais e finais de ebulição das frações podem variar entre os valores

apresentados conforme o petróleo processado, a necessidade de produção de derivados ou

condições operacionais específicas de cada unidade de destilação. A Figura 2.1 apresenta de

forma simplificada os principais equipamentos de uma unidade de destilação atmosférica de

petróleo:



29

Figura 2.1: Fluxograma da unidade de destilação atmosférica deste trabalho

2.1.2 Variáveis operacionais em uma coluna de destilaçãoatmosférica

Para garantir um fracionamento eficiente em uma coluna de destilação atmosférica, é

necessário ajustar alguns parâmetros internos que apresentam uma grande influência norendimento e qualidade dos produtos obtidos. A seguir serão comentados brevemente alguns

destes parâmetros e a influência destes no processo de fracionamento do petróleo:

Sobrevaporizado: a quantidade de cru que é possível vaporizar é função da carga

térmica fornecida no forno e da pressão na zona de flash, considerando que a temperatura de

aquecimento está abaixo do limite de craqueamento. Entretanto, procura-se sempre vaporizar

o cru além da quantidade retirada como produtos laterais e de topo, para garantir um refluxo

líquido mínimo entre a zona de flash e a próxima retirada lateral (diesel pesado, em uma

coluna atmosférica) e reter os vapores de hidrocarbonetos pesados que comprometeriam a

qualidade do produto (principalmente cor).

Refluxo de topo: é parte da corrente líquida proveniente da condensação dos vapores

que saem pelo topo da coluna, que retorna para o primeiro prato desta. Ele estabelece o

gradiente de temperatura no topo, gerando um refluxo interno líquido para toda a coluna,

auxiliando no fracionamento e especificando a temperatura no topo. Quanto maior o refluxo



30

de topo, melhor o fracionamento dos produtos da coluna, porém maior é a carga térmica

necessária para vaporizar e manter a vazão de retirada de produtos.

Refluxo circulante: parte da corrente líquida que sai como produto lateral da coluna pode ser utilizado para aquecimento de outras correntes de hidrocarbonetos da unidade de

destilação, retornando para a coluna em uma posição superior à da retirada. Esta troca de calor

sensível implica no sub-resfriamento da corrente, retirando calor do interior da coluna e

permitindo a redução da carga térmica no condensador de topo. Pelo fato de retornar sub-

resfriado, o refluxo circulante piora o fracionamento na coluna, sendo este efeito compensado

pelo aumento no número de pratos na etapa de projeto.

Vapor de retificação: o vapor d’água é injetado na coluna para auxiliar na vaporização

dos componentes mais leves de cada corrente lateral e do produto de fundo. Como o vapor

d’água geralmente não condensa nas condições de operação e tendo em vista que a pressão

total do sistema permanece a mesma, a sua injeção acaba resultando na redução da pressão

parcial dos componentes mais voláteis de acordo com a lei de Dalton, efeito equivalente a

aplicar vácuo na coluna (WALAS, 1985). Esta prática é largamente empregada nas colunas de

destilação de petróleo, visto que a água é praticamente imiscível com os hidrocarbonetos,

formando fases distintas nos vasos de separação e facilitando a separação. A injeção de vaporimplica também em uma maior carga térmica no condensador de topo para promover a

condensação da água.

2.2 Simulação de Processos Químicos

Simulação de um processo, simplificadamente, pode ser definida como a codificação

matemática de um processo químico ou operação unitária, com o objetivo de prever seu

comportamento sem a necessidade de realização de experimentos e testes em unidade pilotoou industrial (EDEN E ABDELHADY, 1988).

A simulação envolve a resolução de um modelo capaz de representar os principais

aspectos do processo analisado. Este modelo pode ser fenomenológico, baseado em princípios

físicos fundamentais ou estritamente empírico, baseado em dados do tipo entrada/saída

medidos diretamente no sistema real ou em uma representação equivalente em menor escala

(EDGAR e HIMMELBLAU, 1988).



31

O escopo de uma simulação pode envolver o acompanhamento do processo investigado

em regime estacionário ou dinâmico. A simulação de processos em regime estacionário é uma

tecnologia consolidada, sendo largamente utilizada na indústria de processos químicos e na

indústria do petróleo desde a década de 60. A simulação dinâmica de processos é de uso mais

recente, com aplicações na área de controle de processos e treinamento de equipes de

operação (“plantas virtuais”).

2.2.1 Simuladores Estacionários de Processos Químicos

Simuladores de processo são ferramentas de extrema importância, pois permitem a

avaliação de projetos, verificação de novos procedimentos e possibilidades de otimização,

entre outras aplicações, de forma sistemática e relativamente simples e rápida, demandandouma fração dos recursos utilizados em testes em escala industrial ou piloto. A crescente

demanda, por parte de indústrias e universidades, por esses pacotes tem impulsionado a

melhoria na qualidade desses programas.

Apesar da popularização dessas ferramentas nos últimos anos, simuladores de processo

já são desenvolvidos a mais de 50 anos (PELEGRINI, 2003). Os primeiros modelos para

operações de unidades foram desenvolvidos nos anos 50, sendo executados em computadores

rudimentares para os padrões atuais de processamento de dados.

O sistema Flexible Flow, apresentado em 1958 pelo grupo industrial M. W. Kellog

Corp, calculava de forma seqüencial uma associação de equipamentos, utilizando a saída de

um equipamento como entrada para o equipamento a jusante. No caso de reciclos, era

necessário realizar um procedimento iterativo. Essa metodologia de resolução tornou-se

conhecida como modular seqüencial (KESLER e KESSLER, 1958, em PELEGRINI, 2003).

Na década de 60 houve um grande esforço de desenvolvimento desse tipo de simulador,

sendo desenvolvidos mais de 200 por diferentes empresas. Esses sistemas demandavam um

grande grupo de pessoas, atuando no desenvolvimento e manutenção dos mesmos.

Paralelamente, no meio acadêmico, diversos pesquisadores desenvolveram conceitos e

métodos para sistemas baseados em equações. A idéia dessa família de métodos é que ao

invés de os modelos ou subsistemas compartilharem suas soluções, eles compartilham suas

equações. As equações eram reunidas em um bloco único por um gerenciador, que permitia a

obtenção da solução de forma direta.



32

A idéia do seqüenciamento modular sofreu um aprimoramento na década de 70, com a

utilização de métodos mais avançados para a decomposição e solução de processos, que

resultou no conceito de solução modular dinâmica. Basicamente nesse processo, as unidades

são tratadas exatamente como no caso da metodologia modular seqüencial, porém a solução

de todo o processo é executada de forma global simultânea, e não mais separadamente. Além

disso, a incorporação de novos algoritmos e modelos mais gerais, bem como métodos

numéricos mais sofisticados contribuíram para o desenvolvimento dessa classe de

simuladores. Um resultado desse desenvolvimento foi o projeto ASPEN do MIT

(Massachusetts Institute of Technology).

Os sistemas baseados em equações sofreram grande desenvolvimento em função,

principalmente, do seu uso em otimização de processos, sendo implementados métodos mais

robustos de resolução, como algoritmos seqüenciais quadráticos (PELEGRINI, 2003). Outro

fato marcante que contribuiu no desenvolvimento dessas ferramentas foi o aperfeiçoamento

no campo da engenharia de software e o rápido desenvolvimento da indústria de

semicondutores, levando a produção de processadores cada vez mais rápidos e acessíveis.

O desenvolvimento de simuladores, atualmente, está a cargo de empresas

especializadas, as quais utilizam tanto a abordagem modular quanto a baseada em equações,sendo ainda o tratamento modular predominante, porém em função da complexidade dos

problemas atuais, podendo conter dezenas e até centenas de milhares de equações, vê-se uma

movimentação na direção do desenvolvimento de ferramentas baseadas na abordagem em

equações (PELEGRINI, 2003).

2.2.2 Ferramentas de Simulação Estacionária e a Indústr ia deProcessos

O desenvolvimento das ferramentas de simulação de processos foi notório nas últimas

décadas, sendo um grande auxiliar no estudo, projeto e acompanhamento dos mais diversos

processos industriais. Destaca-se neste sentido, o barateamento da capacidade computacional,

possibilitando seu uso em computadores pessoais, a disponibilidade de vários softwares

comerciais, um amplo conjunto de operações unitárias associado a quase infinitas

possibilidades de interconexões, a aplicação de novos algoritmos de convergência além de

vastos bancos de dados e inúmeros modelos termodinâmicos. Além disso, a utilização de

interfaces amigáveis dos programas disponíveis, facilidade de entrada de dados e o



33

automatismo da utilização difundiram o seu uso e sua aplicação gerando uma grande

quantidade de resultados com um mínimo de esforço e em um tempo relativamente curto.

Segundo Eden e Abdelhady (1988) existem várias vantagens na utilização desimulações, dentre as quais citam:

• Permitem aos projetistas testar rapidamente a performance de uma configuraçãode processo;

• Permite o desenvolvimento de processos otimamente integrados;

• Minimiza os custos experimentais e de mudança de escala;

•

Permite explorar as flexibilidades e sensibilidades do processo;• Modela quantitativamente e permite avaliação da performance dos processos.

Banks e Gibson (1996) apresentam um guia rápido para o desenvolvimento de uma

simulação, composto por 12 etapas básicas, abordando desde a definição do problema,

entendimento do sistema a ser simulado, conhecimento e treinamento na ferramenta de

simulação escolhida, até a importância da análise dos dados necessários e disponíveis e

desenvolvimento de considerações e simplificações.

Apesar de as ferramentas de simulação atuais apresentarem um nível de

desenvolvimento elevado, elas podem encontrar barreiras importantes na tentativa de

reproduzir perfeitamente dados industriais reais. Sowell (1998) agrupa em três grandes grupos

os motivos que podem limitar a acurácia das predições da simulação em relação a dados de

processo reais.

O primeiro se refere a erros inerentes à simulação, originados na etapa de

desenvolvimento do modelo, pois para isso são utilizadas inúmeras considerações e

simplificações, tais como considerar que a separação em um prato de uma coluna se

desenvolva em equilíbrio, e que o sistema modelado possa ser assumido como adiabático.

Dentro dessa classe pode-se ainda incluir erros referentes as limitações dos modelos

termodinâmicos e cinéticos envolvidos. Neste sentido, destaca-se a consideração de estado

estacionário. Plantas industriais raramente, ou mesmo nunca, estão em estado estacionário. Os

erros provocados por essa consideração serão tanto menores quanto mais próximo a planta

estiver do estado estacionário. Pode-se ainda incluir nessa classe a prerrogativa do processoinstantâneo, ou seja, o negligenciamento da dinâmica do processo.



34

O segundo grupo de erro apresentado pelo autor se refere aos erros referentes a

informações fornecidas pela instrumentação de processo e dados de laboratório. Como

conseqüência, os dados utilizados para calibrar e rodar a simulação podem apresentar

problemas.

O terceiro grupo responsável pela discrepância entre os valores gerados por uma

simulação e os realmente fornecidos pela planta são os erros originados por uma aplicação ou

construção incorreta da simulação. Geralmente uma simulação é desenvolvida para uma

configuração particular do processo, enquanto que na planta pode-se operar, dependendo do

alinhamento utilizado, com diversas configurações, dependendo das demandas e condições do

processo. Nesse grupo é agregado também o erro originado pelo mau desenvolvimento de

uma simulação, resultado da falta de conhecimento do processo do responsável pela

elaboração.

Portanto, estes fatos não garantem que qualquer simulação possa ser considerada um

retrato fiel da realidade. É importante ressaltar que “a diferença entre um talentoso usuário de

simuladores de processo e um gerador de caso de estudos é a habilidade de gerar simulações

plausíveis, ligadas à realidade definida pelas leis fundamentais da química e da física”

(AGARWAL, 2001). Assim, é preciso ter consciência do que se passa internamente no programa a fim de analisar criticamente os resultados, sabendo das suas concordâncias com o

mundo real e também os seus limites de aplicação.

O problema é que nem sempre o usuário possui conhecimento dos passos assumidos

pelo simulador, a partir de alguns poucos dados de entrada. A Tabela 2.2 (AGARWAL, 2001)

demonstra como exemplo o encadeamento de etapas na simulação de um flash, abordando as

suposições, fundamentais para o cálculo, mas que no entanto dependem muito pouco dousuário, sendo até mesmo ocultas.

Em síntese, ao se utilizar uma simulação é necessário considerar alguns aspectos, como:

• Não confiar inadvertidamente nos resultados de qualquer ferramenta desimulação;

• A qualidade das respostas geradas depende fortemente dos dados de entrada

fornecidos;• Sempre analise as respostas e verifique se as mesmas fazem sentido, ou seja,

estão de acordo com os princípios físico-químicos e termodinâmicos.



35

Tabela 2.2: Passos para simulação de um flash

Ação Objetivo Ações Ocultas

- Selecionar modelos de entalpia, entropia e CapacidadeCalorífica- O volume parcial molar é definido para a fase líquida- Um método de extrapolação para o volume molar docomponente puro além da Temperatura Crítica é definido- São definidas as regras de mistura para as entalpias- Os modelos de massa específica do líquido e do vaporsão selecionados- Os modelos para as propriedades de transporte sãoselecionados

Escolher o modelotermodinâmico NTRL/Virial

Indicar ao simulador asequações para realizar os

cálculos de equilíbrio

- Métodos de extrapolação para todas as propriedadesfísicas são padronizados- Recuperar do banco de dados de componentes puros as

propriedades físicas.- As propriedades recuperadas podem já ser estimativas,sendo que muitas vezes o critério de estimação não édisponibilizado.- As propriedades não recuperadas são estimadas.Aplicabilidade depende do tipo de substância química presente.- As entalpias de mistura restantes são calculadas- Recuperar de uma base de dados os parâmetros deinteração binário e constantes de Henry. Os parâmetros podem ou não ser aplicáveis a condição de interesse.

Selecionar os

componentes da listade componentes

Definir a mistura que

potencialmente estará presente na simulação

- Parâmetros de interação para os pares subcríticos binários são estimados.

- As pressões de vapor são calculadas. Extrapolações sãorealizadas se as temperaturas estiverem além dos limites.- As constantes de Henry são calculadas. Extrapolaçõessão realizadas se as temperaturas estiverem além doslimites.- Coeficientes de atividade são calculados. Normalmenteas extrapolações são realizadas sem verificar os dadosutilizados para a determinação dos parâmetros deinteração.- Entalpias, entropias e capacidades caloríficas sãocalculadas. Dependendo da temperatura, os componentessubcríticos podem ultrapassar a temperatura crítica eextrapolações para a entalpia de vaporização são

realizadas.

Definir pressão,temperatura ecomposição

Determinar o estadotermodinâmico da mistura

- As propriedades de transporte são calculadas. Normalmente, pouca ou nenhuma informaçãoexperimental para a mistura está disponível para auxiliaras estimativas.

2.2.3 Simulação de Destilação Multicomponente

As ferramentas de simulação são de fundamental importância para processos

complexos, que de outra forma seriam extremamente laboriosas ou mesmo impraticáveis. Um

exemplo típico dessa classe de processo são as destilações multicomponentes.



36

O cálculo de sistemas de separação para misturas binárias foi desenvolvido há mais de

um século (GORAK et al, 1990). As idéias para a extensão dessas técnicas para o caso

multicomponente foram desenvolvidas durante a década de 30, porém em função do elevado

número de cálculos necessários, elas somente se tornaram popular a partir do

desenvolvimento dos primeiros computadores.

Gorak et al. (1990) apresentam as duas principais classes para o cálculo, ou simulação,

de destilações multicomponentes, a Metodologia Integral e a Metodologia Diferencial. O

método integral utiliza o conceito de prato teórico para permitir a simulação, já o método

diferencial utiliza conceitos de transferência de massa.

Na metodologia integral, o modelo matemático utilizado é fundamentado no balanço de

massa e energia, utilizando o conceito de prato teórico para relacionar a composição entre as

fases em cada estágio. No caso de colunas de recheio, o procedimento é adaptado através do

parâmetro HETP ( Height Equivalent Theorycal Plate). A solução é obtida através da

resolução de um sistema algébrico de equações, o qual resulta em perfis de fluxo de massa e

concentração ao longo da coluna para todos os componentes.

O conceito de HETP, segundo Kister (1992), foi introduzido para que se pudesse

comparar a eficiência de torres de recheio e de pratos e é definido pela Eq. 2.1, sendo H a

altura do leito recheado e o número de estágios ideais.n

n

H HETP = (2.1)

A utilização de estágios teóricos para a realização de uma simulação, segundo Lockett

(1986), é um primeiro passo na avaliação de um sistema de destilação. O número de estágios

teóricos é determinado em função da separação das correntes desejada na coluna. Uma vez

determinado o número de estágios teóricos pode-se estimar o número de pratos reais/altura do

recheio através da adoção de uma eficiência de separação.

Diversos conceitos de eficiência foram propostos ao longo dos anos (LOCKETT, 1986),

sendo que quanto mais rigorosa e aceita a definição da mesma, mais difícil é seu uso prático.

Exemplo disso é a Eficiência por Seção ( ), que apesar de simples e de fácil utilização, não

faz sentido para sistemas multicomponentes, onde as Eficiências Padrões são conceitualmente

0 E



37

mais corretas, mas não são utilizadas nos projetos. Mais detalhes e outras definições do

conceito e aplicação do conceito de eficiência podem ser encontrados em Lockett (1986).

A direta incorporação das equações para cálculos de eficiência de prato nem sempre éutilizada no método integral por duas principais razões, primeiro que a determinação da

eficiência para cada um dos componentes em um destilação multicomponente não é uma

tarefa simples e segundo que a incorporação do conceito de eficiência no conjunto de

equações a serem resolvidas agrega problemas numéricos adicionais. De modo a representar

as diferenças entre o modelo ideal, cuja eficiência de separação é completa, utiliza-se

conceitos de eficiência global por estágio, como a eficiência de Murphree.

O método diferencial parte de balanços de massa e energia em um elemento diferencial

ou finito do filme bifásico contido no prato ou recheio, levando em conta as taxas de

transferência de massa (GORAK et al. 1990). A solução do perfil axial de concentrações é

realizada através da solução numérica dos balanços de massa e energia e a matriz de equações

relacionada à transferência de massa. Apesar de mais próximos à realidade, a utilização de

modelos baseados na metodologia diferencial em simuladores de processo é restrita em

função de sua maior complexidade.

A solução numérica das equações dos modelos baseados na metodologia integral,

segundo Morris et al. (1988), pode ser obtida por dois tipos principais de métodos. O primeiro

utiliza o método de Newton para a solução dos balanços de massa e energia e as equações de

equilíbrio. Os autores afirmam que, apesar desse método ser robusto e não apresentar

problemas sérios de convergência, ele utiliza muita memória e demanda um elevado esforço

computacional.

Em 1983, Russel introduziu um algoritmo que resultou em um método mais eficientecomputacionalmente, possibilitando a solução dos sistemas de equações resultantes de uma

destilação multicomponente de forma mais rápida e com menor demanda por memória.

O algoritmo apresentado é membro da família dos métodos inside-out . Essa família de

métodos é composto por dois laços de convergência. O laço interno utiliza modelos

simplificados de propriedades para a resolução dos balanços de massa e energia. Uma vez que

o laço interno tenha convergido para uma solução aproximada, um modelo rigoroso de

cálculo de propriedades é utilizado para a correção dos parâmetros dos modelos simplificados

utilizados no laço interno.



38

O laço interno é recalculado com os novos parâmetros e o processo é repetido até que

não hajam diferenças significativas entre as propriedades calculadas pelo laço interno, que

utiliza modelos simplificados, e as propriedades calculadas pelo laço externo, que utiliza

modelos rigorosos para as propriedades.

Apesar de os métodos inside-out não serem matematicamente tão elegantes quanto os

métodos tradicionais de resolução, sua performance é significativamente melhor, sendo que o

tempo de resolução chega geralmente a uma ordem de grandeza menor que os demandados

pelo método de Newton (MORRIS et al., 1988)

2.3 Equil íbrio de Fases

O estudo do equilíbrio termodinâmico é muito importante na indústria de processos

químicos, uma vez que inúmeras etapas destes podem envolver condições próximas do

equilíbrio ou foram projetadas considerando-se que o equilíbrio é atingido, ou se diz qual a

relação da condição atingida com a de equilíbrio. Embora em muitos casos este nunca seja

atingido por motivos práticos, é importante seu conhecimento, uma vez que este representa o

limite termodinâmico de um dado processo.

A termodinâmica se preocupa amplamente com as relações entre as várias propriedades

dos sistemas em equilíbrio, e as diferenças entre estas propriedades em estados de equilíbrio

distintos. Como exemplo, temos as equações de estado entre pressão, temperatura e volume

que fornecem as relações entre estas propriedades em cada estado de equilíbrio, mesmo que

outras condições intermediárias tenham sido obtidas até se atingir o equilíbrio

(WALAS,1984).

Num sistema composto por uma substância pura, em uma única fase, o estado de

equilíbrio é caracterizado quando ocorre um máximo de entropia ou um mínimo das funções

de energia (energia interna, energia de Gibbs, energia de Helmholtz e entalpia), quando

especificadas outras duas propriedades termodinâmicas pertinentes a uma dada equação

fundamental (WALAS,1984).

Quando há mais de uma fase em contato, o equilíbrio ocorre quando é obtida a

igualdade entre as temperaturas e pressões destas, e, decorrente da minização da energia de

Gibbs, quando potencial químico de cada componente, em cada fase, seja igual. Assim, numasituação em que o equilíbrio térmico e de pressões já tenham sido obtidos, as concentrações



39

dos componentes irão variar, até que os potenciais químicos sejam iguais, atingindo-se o

chamado equilíbrio difusivo.

O procedimento prático da determinação do equilíbrio é facilitado pela introdução doconceito de fugacidade e dos coeficientes de fugacidade. Tal propriedade é originária da

variação da energia de Gibbs, em um processo isotérmico, e, para o componente i de uma

dada mistura, é obtida pela Eq. 2.2 (WALAS,1984):

dPV f d RT Gd iii == ˆln (2.2)

onde,

iG - energia de Gibbs parcial molar do componente i

R - constante dos gases

T - temperatura

i f ̂ - fugacidade parcial do componente i na mistura

iV - Volume parcial molar

P - Pressão do sistema

Analogamente ao potencial químico, o equilíbrio difusivo é atingido quando ocorre a

igualdade entres as fugacidades de cada componente em todas as fases de um determinado

sistema.

O coeficiente de fugacidade parcial de um componente i de uma mistura é definido pela

razão entre a fugacidade deste e o produto da pressão total e da fração molar deste

componente.

P x f

i

ì i

ˆˆ =φ (2.3)

onde,

iφ ̂ - coeficiente de fugacidade parcial do componente i na mistura

i x - fração molar do componente i na mistura

A definição de um estado padrão de referência adequado facilita a caracterização das

variações das propriedades de energia (e.g. H Δ , GΔ , S Δ , entre outros). A utilização da





41

A seguir será discutida a aplicação dos conceitos supracitados na obtenção das relações

de equilíbrio entre fases, sendo discutida o equilíbrio líquido-vapor, que está diretamente

ligado com o foco deste trabalho.

2.3.1 Equilíbrio Líquido-Vapor

A condição de equilíbrio entre o líquido e o vapor é obtida quando ocorre a igualdade

entre as pressões, temperaturas e fugacidades parciais de cada componente em cada fase.

Considerando-se apenas uma fase líquida e uma fase vapor temos:

(2.9)iLiV f f ˆˆ =

Transformando a Eq. 2.9 em termos de coeficientes de fugacidade obtemos:

(2.10)iLiiV i xP y φ φ ˆˆ =

onde os coeficientes de fugacidade podem ser obtidos a partir de equações de estado, como

mostraremos a seguir. Quando não é possível determiná-lo para a fase líquida ou este

apresenta um erro muito grande, usa-se o coeficiente de atividade, resultando em:

(2.11)i

Sat

i

Sat

iiiiLiiiV i PF P x f xP y )(ˆˆ φ γ γ φ ==

Esta equação (Eq. 2.11) é usualmente escrita de modo explicitar a proporcionalidade

entre a composição entre as fases, sendo a equação básica para a determinação de

composições na fase liquida e vapor.

i

iV

i

Sat

i

Sat

ii

i xP

PF P y

φ

φ γ

ˆ)(

= (2.12)

Contudo, como os coeficientes de atividade e fugacidade parciais dependem dacomposição de cada fase, assim como da temperatura e da pressão do sistema, a determinação

das composições das fases pode ser realizada por aproximações sucessivas. Ocasionalmente,

algumas aproximações são pertinentes, como próximo da unidade para pressões

moderadas e a razão entre os coeficientes de fugacidade se aproxima da unidade em boa parte

dos casos (WALAS,1984).

iPF )(



42

2.3.2 Equações de Estado

As relações matemáticas entre as variáveis pressão (P), volume molar (VM),

temperatura (T) e composição de uma dada mistura são chamadas equações de estado. Sua

descrição remonta aos primórdios da termodinâmica, onde estudos do comportamento dos

gases rarefeitos geraram a teoria dos gases ideais. Assim, foi obtida uma relação entre

variáveis de estado P, V e T, tendo como fator de proporcionalidade a constante dos gases

ideais ( R ).

RT PV M = (2.13)

Tal teoria desconsidera a interação entre moléculas assim como dimensões atômicas, o

que não deixa de ser uma boa aproximação, para situações de baixas pressões. Uma primeira

tentativa de contabilizar as não idealidades foi a inserção do fator de compressibilidade (Z)

que nada mais é que a razão entre o volume molar do gás real e do gás ideal, sob as mesmas

condições.

RT

PV

V

V Z M

GI =≡ (2.14)

No entanto, estes modelos ainda não prevêem a existência de uma fase líquida, o quegera grandes desvios conforme estes se aproximam da pressão de saturação.

O desenvolvimento de equações de estado cúbicas teve um grande papel, pois além de

preverem o comportamento do estado gasoso e líquido, descreviam o ponto crítico onde não

há diferença entre os volumes específicos de ambas as fases. O equacionamento desenvolvido

por van der Waals possuía um fundo teórico atribuindo termos de atração e repulsão das

moléculas que corrigiam as não idealidades dos sistemas. Tal modelo foi desenvolvido

utilizando dois parâmetros, em que todos os fluidos que estivessem nas mesmas coordenadas

reduzidas possuíam as mesmas propriedades físicas. Os parâmetros redutores normalmente

são a temperatura e pressão críticas. Apesar de uma melhor descrição, este modelo ainda não

apresenta precisão requerida para a maior parte das aplicações de engenharia.

( ) RT bV V

aP M

M

=−⎟⎟ ⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +

2 (2.15)



43

A relação de van der Waals é representada pela Eq 2.15, onde é o parâmetro de

atração e b é o parâmetro repulsivo, de volume residual ou covolume, característicos para

cada substância, determinados a partir de sua pressão e temperatura crítica.

a

Redlich e Kwong (1949) fizeram adaptações ao equacionamento de van der Walls,

introduziram a variação do parâmetro com a temperatura, a fim de se conseguir melhor

ajuste de sua equação cúbica. A proposição continuava utilizando dois parâmetros de redução,

pressão e temperaturas críticas, e, mesmo apesar dos avanços na representação de gases e

líquidos simples, ainda não era satisfatório para cálculos de engenharia (AGARWAL et al,

2001).

a

Soave (1972) propôs uma modificação à equação de Redlich e Kwong, sugerindo uma

nova parametrização, adicionando um terceiro parâmetro, o fator acêntrico , o que tornou

esta equação de estado precisa o suficiente para aplicação nas condições normais de

utilização, pois abria mais um grau de liberdade para os diferentes estados de

correspondências anteriormente tratados como homólogos. Tal parâmetro permitiu uma

melhor reprodução dos dados experimentais próximos da condição de saturação das

substâncias. Seu uso se difundiu largamente, sendo aplicada inclusive na área de refino de

petróleo, principalmente por necessitar poucos dados de entrada (temperatura crítica, ,

pressão crítica, , e fator acêntrico,

cT

cP ) (AGARWAL et al, 2001).

Outros modelos seguiram na mesma linha, destacando-se o de Peng e Robinson (1976),

na busca de uma melhor predição das massas específicas de líquidos. Também foi testada a

inserção de mais parâmetros, visando correlacionar contribuições de variáveis como o

momento dipolar e raio de giração da molécula, por exemplo; no entanto esses não trouxeram

benefícios significativos. A generização dos modelos das equações de estado cúbicas citadas e

seus parâmetros são dados pela Eq. 2.16 e pela Tabela 2.3 (RIAZI, 2005a).

Segundo Riazi (2005a), as principais razões para o sucesso das equações de estado

cúbicas são: uma ampla faixa de representação satisfatória tanto da fase líquida quanto da fase

vapor, a simplicidade matemática e também a possibilidade de cálculo dos seus parâmetros a

partir das constantes críticas e do fator acêntrico. Como limitações, estas equações apresentam

problemas na representação de sistemas que fogem muito da idealidade e altamente polares.



44

2

212

bubV uV

a

bV

RT P

M M M ++−

−= (2.16)

α c

aa = (2.17)

A aplicação de equações de estado em sistemas multicomponentes também depende da

adequada escolha das regras de mistura, de forma a melhor representar a contribuição de que

cada componente e dos parâmetros de interação binária, que definem como cada par de

componente se interferem mutuamente.

Tabela 2.3: Coeficientes da forma geral das equações cúbicas de van der Waals (vdW), Redlich-Kwong (RK),Soave-Redlich-Kwong (SRK) e de Peng-Robinson (PR).

Equação 1u 2u ca α b

vdW 0 0

c

c

P

T R

64

27 22

1

c

c

P

RT

8

RK 1 0

c

c

P

T R2242748,0

21−

r T c

c

P

RT

8

08664,0

SRK 1 0

c

c

P

T R2242748,0

22

11(1

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −+

−

r T f ω

2176,0574,148,0 ω ω ω −+= f c

c

P

RT

8

08664,0

PR 2 -1

c

c

P

T R2245724,0

22

11(1

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −+

−

r T f ω

22699,05422,137464,0 ω ω ω −+= f c

c

P

RT

8

07780,0

No caso de frações de petróleos, onde a caracterização dos componentes se dá através

de pseudocomponentes, o método de obtenção das propriedades pseudocríticas também é

decisivo. Entre esses métodos destacam-se o de Twu (1984), Lee Kesler (1976), Riazi-

Daubert (1987), adotado pelo API Technical Data Book (1987) e Cavett (1962), sendo que o primeiro apresenta melhores resultados quando comparado com dados experimentais (Manual

PETROX®, 2006).

Os principais avanços para uma melhor descrição do comportamento dos mais diversos

sistemas foram realizados na obtenção de parâmetros de interação mais representativos, ou de

correlações que possam descrevê-los em função das características básicas dos componentes

da mistura. Com este objetivo, destacamos os trabalhos de Kabadi-Danner (1985), para

parâmetros de interação binários entre a água e hidrocarbonetos, as tabelas do API TDB

(1994) para hidrocarbonetos com água, sulfetos e gases leves e de Wilson e Gantz (1978) para



45

hidrocarbonetos, água e gases altamente polares, como NH3 e H2S, todos estes implementados

no simulador de processo PETROX® (Manual PETROX®, 2006).

De uma maneira geral a seleção básica do tipo de modelo termodinâmico deve serrealizada com base nos tipos de componentes em estudo e as origens em que estes modelos se

basearam. Kyle (1999) sugere como referência a Tabela 2.4 para seleção (ZYGULA, 2001).

Tabela 2.4: Sugestão de modelos termodinâmicos para cada tipo de sistema.

Sistema Modelo Termodinâmico

Todos os gases, soluções apolares PR, SRKModeradamente não-ideal, soluções polares NRTL, Wilson, Van Laar

Altamente não-ideal, sistemas polares NRTL, UNIQUAC

Os modelos termodinâmicos de Wilson, Van Laar, NRTL (Non-Random Two Liquid) eUNIQUAC (Universal Quasi-Chemical Equation), por tratarem de sistemas que fogem do

escopo deste trabalho, não são descritos aqui. Sugere-se como bibliografia para o

aprofundamento destes temas as obras de Walas (1984) e Kyle (1999).

2.4 Caracterização de petróleo e suas frações

O petróleo é composto principalmente por hidrocarbonetos nas fases líquida e gasosa ou

da mistura destas fases. Analisando correntes de petróleo produzidas a partir de seusreservatórios podemos encontrar na sua composição hidrocarbonetos que vão desde o metano

até hidrocarbonetos pesados com dezenas de átomos de carbono em suas moléculas

(RIAZI, 2005b).

Após ser extraído do poço, o petróleo passa pelo processamento primário, ainda no

campo de produção, para separação dos gases leves, água e impurezas, quando a corrente de

petróleo atinge então as condições necessárias para o seu transporte e posterior refino. Essa

corrente tratada é denominada então de óleo cru ou simplesmente cru. O cru é enviado para as

refinarias para que através de processos de separação, conversão e tratamento possa dar

origem a produtos intermediários, chamados frações de petróleo, que irão compor os

derivados de petróleo, como GLP, gasolina, óleo diesel, querosene, etc.

Com a finalidade de projetar, otimizar e operar unidades de processamento de petróleo

obtendo-se derivados com as características desejadas de maneira rentável, faz-se necessário o

conhecimento de algumas propriedades do cru, das frações de petróleo e também dosderivados. Dessa maneira, é necessário caracterizar-se as correntes de petróleo que entram e



46

saem das unidades de processamento bem como o comportamento das mesmas dentro das

unidades.

A caracterização de petróleos e suas frações pode ser classificada como química oufísico-química. A caracterização química pode ser feita de modo completo apenas para

frações leves, sendo incompleta para as demais frações devido ao grande número de espécies

químicas que as compõem. A caracterização fisico-química, de maior interesse no

desenvolvimento deste trabalho será descrita mais detalhadamente nas seções subseqüentes.

2.4.1 Caracterização físico-química de petróleo e suas frações

“Caracterizar físico-quimicamente uma substância ou fração de petróleo significa

definir seu comportamento nos processos em diferentes condições operacionais, avaliando

propriedades como reatividade, afinidade, incompatibilidade, estabilidade, facilidade para

vaporizar, facilidade para cristalizar, facilidade para escoar, solubilidade, etc”

(FARAH, 2006).

Essas propriedades podem ser úteis para o acompanhamento da qualidade dos produtos

e eficiência de processos de refino. Elas também são usadas como parâmetros de projeto de

novas unidades, revamps e otimização de unidades já existentes. Nesse contexto, elas sãoutilizadas como dados de entrada e parâmetros estimados por simuladores como PETROX®,

HYSYS®, entre outras aplicações.

As propriedades de correntes de petróleo podem ser dividas em dois grandes grupos:

• Propriedades independentes da temperatura ou obtidas em uma condição dereferência: densidade API, curva PEV, massa molar, índice de refração, fatoresde caracterização como fator de Watson, composição, ponto de fulgor, ponto de

anilina, fator acêntrico, temperatura crítica, pressão crítica, volume crítico, etc.;

• Propriedades dependentes da temperatura: massa específica, pressão de vapor,entalpia, entalpia de vaporização, entalpia de reação, viscosidade, condutividadetérmica, tensão superficial, difusividade, fugacidade, etc.

Geralmente as propriedades independentes da temperatura são essenciais para

estimativa de outras propriedades físicas, químicas e termodinâmicas relevantes.

Propriedades de frações e derivados de petróleo como densidade, curvas de destilação e

viscosidade, podem ser facilmente obtidas experimentalmente, porém outras propriedades



47

como, por exemplo, as propriedades pseudocríticas, devem ser estimadas através de

correlações, pois não podem ser obtidas de forma experimental.

2.4.2 Caracterização fisico-química de Óleos CrusO cru, apesar de ser produto originário do tratamento primário, possui em sua

composição hidrocarbonetos que vão deste o metano até asfaltenos de alta massa molar, além

de impurezas como compostos sulfurados, água, sais, etc. É claro que o percentual de gases

leves e impurezas é menor que o existente em correntes de petróleo originárias de

reservatórios.

A completa caracterização de crus é obtida através de dados experimentais e

propriedades estimadas a partir de equações de estado e outras correlações apresentadas em

métodos de cálculo para frações de petróleo de composição molar conhecida e desconhecida,

como apresentada na Figura 2.2.

Figura 2.2: Caracterização de óleos crus

2.4.3 Caracterização físico-química de frações de petróleo

Frações de petróleo são misturas de hidrocarbonetos compreendidas em uma faixa de

ebulição. A partir de propriedades básicas de frações de petróleo obtidas por métodosexperimentais, pode-se calcular outras propriedades não medidas experimentalmente. Para

tanto utilizam-se correlações desenvolvidas a partir das utilizadas para estimar propriedades

de hidrocarbonetos puros. Essa metodologia é a utilizada em simuladores de processo.

Os simuladores fazem uso geralmente de dois métodos de caracterização de frações de

petróleo: um para frações com composição definida (normalmente aplicado a frações

compostas por gases leves e compostos puros) e outro para as de composição indefinida

(por exemplo, frações C7+), das quais algumas propriedades da mistura são conhecidas.



48

Normalmente os percentuais molares, mássicos e volumétricos de hidrocarbonetos

puros com até 6 átomos de carbono na molécula e contaminantes como: H2S, NH3, H2O são

obtidos experimentalmente. A partir daí, ou seja, para frações do cru compostas por

hidrocarbonetos com mais de 6 átomos de carbono na molécula, denominadas de fração C7+,

torna-se inviável obter-se o percentual de cada componente puro existente na fração, devido a

diversidade de compostos com o mesmo número de átomos de carbono, porém de naturezas

diversas.

Para os compostos com menos de 30 átomos de carbono existem bancos de dados como

os encontrados no API Technical Data Book e outros, onde as principais propriedades

encontram-se disponíveis. Os simuladores de processo, como o PETROX®, possuem o seu

próprio banco de dados.

A partir das propriedades obtidas em bancos de dados (massa molar, densidade, ponto

de ebulição, propriedades críticas, etc.), e outras estimadas através de correlações, percentuais

dos compostos puros e regras de mistura, obtêm-se a caracterização de frações de petróleo

compostas por gases leves.

A fração C7+ pode ser caracterizada usando-se principalmente duas técnicas:

aproximação por mistura contínua e geração de pseudocomponentes. O método de

aproximação da fração C7+ por mistura contínua usa funções de distribuição (modelo

exponencial, modelo de distribuição Gama) para representar os componentes da mistura e

assim calcular as diversas propriedades da fração (RIAZI, 2005a).

O método de caracterização da geração de pseudocomponentes consiste em dividir a

fração C7+ do cru em frações com faixa de ebulição menores (cortes curtos) que poderão ser

caracterizadas usando-se métodos que serão apresentados a seguir para as frações de petróleo.

2.4.4 Propriedades Básicas Experimentais de Frações de Petróleo

Serão apresentados a seguir parâmetros de caracterização de petróleo obtidos

experimentalmente, bem com métodos de obtenção destes parâmetros.

Ponto de Ebulição e Curvas de Destilação

Substâncias puras têm um único ponto de ebulição, no entanto, para misturas a

vaporização ocorre ao longo de uma faixa de temperaturas (exceto em caso de misturas

azeotrópicas).



49

O ponto de ebulição do componente mais leve de uma fração de petróleo é chamado de

ponto inicial de ebulição (PIE) e o ponto de ebulição do componente mais pesado de ponto

final de ebulição (PFE). A diferença entre PFE e PIE é chamada de faixa de ebulição,

excetuando-se os compostos de comportamento azeotrópico, o que não é o caso de frações de

petróleo.

A temperatura de ebulição de uma mistura não é uma propriedade aditiva, contudo a

maioria das correlações para estimativas das diversas propriedades usa pontos de ebulição

médios das frações de petróleo. Por tanto se faz necessário conhecerem-se estes parâmetros,

cujos métodos de cálculo serão apresentados na seção 2.4.5. Estes métodos são baseados em

dados das curvas de destilação apresentados a seguir.

a - Curva ASTM D-86

É um dos mais simples e clássicos métodos de obtenção das curvas de destilação de

frações de petróleo. É usado para produtos como naftas, gasolina, querosene, gasóleos, óleo

combustível e outros produtos de petróleo. No entanto, não é aplicado para misturas que

contém gases muito leves ou compostos muito pesados, que não podem ser vaporizados na

pressão atmosférica sem que se atinja temperaturas que acarretem craqueamento térmico.

O teste é realizado com 100 ml de amostras e os resultados são apresentados como uma

curva de destilação para temperaturas de 0, 5, 10, 20, 30, 40, 50, 60, 70, 80, 90, e 100% do

volume de amostra vaporizada. O procedimento que descreve esse método é normatizado pelo

ASTM sob a denominação de ASTM D-86.

b – Curva PEV (Ponto de Ebulição Verdadeiro)

Os dados da destilação ASTM D-86 não representam o ponto de ebulição verdadeiro de

componentes em uma fração de petróleo. Esses valores são obtidos através da curva de

destilação PEV de cortes de frações de petróleo (RIAZI, 2005a). Dados de PEV Atmosférico

são obtidos através da destilação de petróleo usando uma coluna de destilação contendo entre

15 e 100 pratos teóricos sob alta razão de refluxo.

O grande número de frações obtido através desta destilação traz resultados mais

precisos e exatos da distribuição da mistura do que os resultados do método ASTM D-86. É

utilizado na avaliação de petróleos e frações pesadas. O procedimento que descreve essemétodo é o ASTM D-2892.



50

c – Curva de Destilação simulada por cromatografia gasosa

Assim como o método ASTM D-86 este também é muito simples e conveniente. É

utilizado em refinarias na obtenção de curvas de destilação de fração pesadas de petróleo, para

as quais o método ASTM D-86 não se aplica. O procedimento que descreve esse método é o

ASTM D-2887.

d – Curva de Destilação a Pressões Reduzidas

Utilizado para frações pesadas sujeitas ao craqueamento térmico quando submetidas à

destilação à pressão atmosférica. Realizados a pressões entre 1 e 760 mmHg. O procedimento

que descreve esse método é ASTM D-1160.

e – Curva de Destilação Integral ou Vaporização por expansão brusca (VEB)

“Vaporização por expansão brusca (VEB) é a curva de destilação de menor importância

e muito difícil de obter-se experimentalmente (RIAZI, 2005a).” É apresentado em termos de

temperatura de ebulição versus percentual volumétrico vaporizado da fração. Este método

envolve uma série de experimentos a pressão atmosférica em equilíbrio líquido-vapor. Devido

a necessidade de conhecer-se pontos da curva de destilação VEB úteis em cálculos de

equilíbrio líquido-vapor, por exemplo em cálculos de torres de destilação, foram

desenvolvidos metodologias de conversão de curvas de destilação ASTM D-86 e PEV em

curvas VEB. Estes métodos serão comentados na seção 2.4.5.

Densidade e o API

Densidade é uma propriedade de mistura ou de compostos puros que pode serexperimentalmente obtida. É uma propriedade usada para indicar a qualidade de uma fração

de petróleo, além de ser muito utilizada para estimar várias outras propriedades físico-

químicas e químicas. O oAPI pode ser calculado a partir da densidade através da Eq. 2.18.

5,131

5,141

6,15/6,15 −=

d API o (2.18)

onde,



51

d15,6/15,6, é a densidade da substância, ou seja, a relação entre a massa específica da

substância a 15,6 oC em relação a de um fluido de referência (para líquidos, água) na

mesma temperatura.

Também se utiliza a d20/4, que é a densidade da substância, ou seja, a relação entre a

massa específica da sustância a 20 oC em relação a de um fluido de referência (para líquidos,

água) na temperatura a 4 oC .

Um método padrão para determinação da densidade é o descrito pelo procedimento

ASTM D-4052. Este método usa um densímetro digital para inferir a densidade de uma fração

de petróleo. Um outro método é o descrito pelo procedimento ASTM D-1298, o qual usa um

hidrômetro para inferir a densidade.

Massa Molar

É outra propriedade de mistura e um indicativo do tamanho e da estrutura molecular. É

uma importante propriedade normalmente não obtida experimentalmente, em função da baixa

precisão dos resultados obtidos.

Existem três métodos que são largamente utilizados para medir massa molar de frações

de petróleo. São eles crioscopia, método da pressão de vapor e SEC (Size Exclusion

Chromatography). Pode ser estimada através de correlações (métodos de Winn, Riazi,

Hirschler) encontradas na literatura com boa precisão.

Viscosidade Cinemática

Viscosidade cinemática é uma propriedade de mistura que pode ser medida para todas

as frações de petróleo na forma líquida. Não só a viscosidade cinemática é um parâmetro

importante, como esta pode ser usada para a estimativa de outras propriedades físico-químicas, bem como a composição e a qualidade de frações de petróleo de natureza

desconhecida.

O conhecimento da viscosidade cinemática a duas temperaturas pode ser utilizado para

caracterizar frações pesadas, em substituição aos dados de ponto de ebulição quando estes não

podem ser determinados devido a decomposição térmica durante a destilação (frações muito

pesadas) (RIAZI, 2005b).

Medidas de viscosidade são facilmente obtidas experimentalmente, mas os métodos e

instrumentos dependem do tipo de amostra.



52

2.4.5 Ponto de ebulição médio e interconversão de dados dedestilação

A seguir serão apresentados alguns métodos de cálculo dos pontos de ebulição médios e

também métodos de interconversão de dados de curvas de destilação. Esses dois artifícios são

importantes na previsão de propriedades de correntes de petróleo através das correlações

encontradas na literatura.

Pontos de ebulição médios

Para misturas de composição conhecida o ponto de ebulição médio pode ser

representado pelos pontos de ebulição dos componentes existentes na mistura relacionados

com os percentuais vaporizados de cada componente. Para uma fração de petróleo decomposição desconhecida, o ponto de ebulição médio deve ser calculado, a partir de dados de

uma curva de temperatura de ebulição versus percentual vaporizado da fração.

Para estimativa de propriedades físico-químicas e químicas de frações de petróleo é

requerido um único ponto de ebulição médio para cada corte. Existem cinco tipos de pontos

de ebulição médios, sendo três obtidos diretamente através de médias ponderadas, PEMV

(ponto de ebulição médio volumétrico), PEMP (ponto de ebulição médio mássico), PEMM

(ponto de ebulição médio molar), definidos para uma mistura de n componentes através da Eq

2.19.

∑= )( bii T xPEM (2.19)

onde,

PEM, é o PEMV, PEMP ou PEMM;

xi é a fração correspondente em volume, mássica, ou molar;T bi é a ponto de ebulição do componente i em kelvin.

Os outros dois pontos são calculados por métodos mais complexos, PEMC (Ponto de

ebulição médio cúbico) e o PEMe (Ponto de ebulição médio mediano).

Watson e Smith foram os primeiros a propor metodologias de cálculo para os diversos

pontos de ebulição médios de frações de petróleo de composição desconhecidas, através de

dados da curva de destilação ASTM D-86 destas frações. Maxwell também propôs sua



53

metodologia, que caiu em desuso (FARAH, 2006). A metodologia proposta por Watson e

Smith é a mais usual e pode ser encontrada no API Technical Data Book.

Interconversão de dados de destilação

“Edmister e Okamoto (1959) foram os primeiros a propor correlações para efetuar

interconversões de curvas de destilação. Suas correlações, apesar de originalmente serem

gráficas são bastante precisas e muito utilizadas no mundo.” (FARAH, 2006)

Outros pesquisadores como Daubert e Riazi propuseram outras correlações algébricas

para algumas interconversões, com o objetivo de utilizá-las em cálculos computacionais.

Serão citadas aqui as interconversões importantes para a realização deste trabalho, bem como

as correlações mais comumente utilizadas.

a - Interconversão de ASTM D-86 para ASTM D-2892 (PEV)

Daubert e Riazi (1986) propuseram uma correlação algébrica, que foi durante muito

tempo adotada pelo American Petroleum Institute (API) (FARAH, 2006). Essa correlação

baseia-se na interconversão de curvas ASTM D-86 / PEV usando o ponto de ebulição

ASTM D-86 ou PEV de um percentual vaporizado conhecido e parâmetros de ajuste de

alguns pontos das curvas de destilação.

Mais tarde, Daubert (1994) propôs uma nova correlação baseada no ponto de ebulição

de 50% da fração, diferenças de temperatura de ebulição das curvas ASTM D-86 e PEV e um

parâmetro de ajuste para a equação que relaciona delta de temperatura ASTM D-86 e PEV.

Essa correlação é hoje adotada pelo API (FARAH, 2006).

b - Conversão de ASTM D-2887 (Destilação Simulada) para ASTM D-86

Riazi (1986) propôs uma correlação algébrica baseada na conversão de curvas

ASTM D-2887 – ASTM D-86 usando o ponto de ebulição ASTM D-2887 de um percentual

vaporizado conhecido (50%) e parâmetros de ajuste de alguns pontos das curvas de

destilação.

Daubert (1994) propôs alterações na correlação de Riazi. A correlação de Daubert usa o

ponto de ebulição de 50% da fração da curva simulada e diferenças de temperatura de

ebulição das curvas ASTM D-2887 para a estimativa do ponto de ebulição de igual percentual

vaporizado. Essa correlação é hoje adotada pelo API.



54

2.4.6 Estimativa de propriedades de Frações de Petróleo

“O método mais preciso para determinar propriedades de uma mistura é através de

testes experimentais.” (RIAZI, 2005a) No entanto, para as misturas como frações de petróleo

isso seria bastante oneroso e em alguns casos impossível. Então se faz necessário o uso de

métodos de cálculo para estimativa de algumas propriedades.

O método mais adequado para estimar uma propriedade de uma mistura é através do

conhecimento da composição exata e das propriedades individuais de cada componente da

mistura.

Para misturas de frações de petróleo com muitos constituintes, pode-se usar métodos

que caracterizam a mistura através de um número limitado de componentes. Cada um desses

componentes, que são diferentes dos componentes reais da mistura, são chamados de

pseudocomponentes.

Cortes curtos e cortes longos

São definidos como cortes curtos, frações de petróleo para qual a inclinação da curva

destilação ASTM D-86 10-90% é menor que 0,8 ºC/% volumétrico vaporizado. Frações de

petróleo com inclinação da curva ASTM D-86 10-90% maior que 0,8 ºC/% volumétricovaporizado são chamadas de cortes longos (RIAZI, 2005a).

Para cortes curtos, toda a fração deve ser caracterizada por um único ponto de ebulição

médio ou massa molar. Para esse pseudocomponente, consideram-se as propriedades médias

como sendo propriedades de um componente puro. “Para uma fração de petróleo o ponto de

ebulição médio que melhor a representa é o PEMe, no entanto, para cortes curtos o ponto de

ebulição de 50% vaporizado da fração pode ser considerado como o ponto de ebulição médio

da mistura.” (RIAZI, 2005a) A densidade de uma fração de petróleo pode ser considerada

como o segundo parâmetro de caracterização de um pseudocomponente. No caso de frações

pesadas os parâmetros utilizados para se caracterizá-las podem ser viscosidade cinemática e

densidade, por exemplo, quando não dispõe-se dos dados de ponto de ebulição.

A fração de petróleo é dividida em um determinado número de pseudocomponentes ao

longo de todo o intervalo da curva de destilação com ponto de ebulição e densidade. A

propriedade de cada pseudocomponente é calculada e finalmente a propriedade da fração éobtida através de uma regra de mistura.



55

O tratamento para cortes longos é mais complexo. Os constituintes dessas frações não

podem ser representados por um único pseudocomponente. A caracterização dessas frações

usa um modelo de distribuição que reduz a mistura a um determinado número de

pseudocomponentes com parâmetros de caracterização conhecidos.

Estimativa de massa molar, propriedades críticas e fator acêntrico

Muitas propriedades de frações de petróleo, como entalpia, entropia, pressão de vapor,

entre outras são calculadas através de equações de estado. Estas equações requerem como

dados de entrada as propriedades pseudocríticas (Tc, Pc e Vc), fator acêntrico ( ) e massa

molar.

Para frações de petróleo esses parâmetros podem ser estimados usando propriedades dos

pseudocomponentes e correlações encontradas na literatura com as de Lee-Kesler (1976),

Riazi-Daubert (1980), Twu (1984), entre outras (RIAZI ,2005a).

Estimativa de outras propriedades

Propriedades como Pressão de Vapor Reid (PVR), Ponto de Fulgor, Ponto de Névoa,

Ponto de Congelamento, Número de Cetano, Número de Octano e outras podem ser estimadas

através de correlações existentes na literatura, usando para isso, parâmetros medidos emlaboratório como dados da curva PEV, ASTM D-86, densidade, oAPI e outros estimados

através de correlações das propriedades pseudocríticas e massa molar.

2.5 Número mínimo de dados de experimentais

Os dados básicos de laboratório que são úteis para caracterização de petróleo e suas

frações são:

•

Dados de destilação, ponto de ebulição

• Densidade

• Composição

• Massa Molar

• Índice de refração

• Análise elementar

• Viscosidade cinemática



56

Se todos estes dados puderem ser obtidos teremos uma melhor caracterização, mas é

necessário conhecer-se no mínimo dois destes parâmetros para que se possa fazer a

caracterização de uma fração de petróleo.

Os dois melhores parâmetros usados para estimativa de outras propriedades são ponto

de ebulição e densidade. Para frações pesadas, para as quais o ponto de ebulição não pode ser

obtido experimentalmente, três parâmetros, sendo dois dados de viscosidade a duas diferentes

temperaturas e o outro a densidade, podem ser utilizados (RIAZI, 2005a).

Para óleos crus os dados de destilação, combinados com dados de densidade são os mais

importantes parâmetros para se fazer uma caracterização precisa.

2.6 Regras de Mistura

Neste item, serão relatadas brevemente as regras de mistura utilizadas na indústria do

petróleo para estimar os valores de propriedades físico-químicas das correntes encontradas em

seus processos.

2.6.1 Regras de Aditiv idade

Uma propriedade de um composto puro ou mistura de compostos, como, por exemplo,as frações de petróleo, pode ser considerada aditiva nas seguintes bases:

• Base atômica: utilizada para se calcular propriedade de um composto puro, a partir da contribuição dos elementos que a constituem;

• Base volumétrica, mássica ou molar: utilizada para se calcular uma propriedadede mistura, através da fração ponderada dos componentes que a constituem, em

base volumétrica, mássica ou molar. Essas regras de aditividade são aplicadas amisturas consideradas ideais.

Desta maneira, para se calcular a propriedade de uma mistura de correntes de petróleos

utilizam-se valores da propriedade para cada corrente e as contribuições volumétrica, mássica

ou molar das mesmas, dependendo da base de aditividade aplicada para a dada propriedade,

conforme demonstrado através da Eq. 2.20.

ii M b pP ∑= (2.20)

onde,

PM, é a propriedade média da mistura;



57

pi, é a propriedade do componente i da mistura;

bi, é a composição do componente na base de aditividade da propriedade.

São exemplos de propriedades aditivas em base volumétrica, massa específica, BSW(volume/volume), porcentagem vaporizada volumétrica da curva PEV e densidade. Existem

outras propriedades que apesar de não serem aditivas nessa base podem ser consideradas

como se fossem, como índice de cetano e fator de caracterização de Huang.

Como exemplo de propriedades aditivas em base mássica podemos citar teor de

impurezas (massa/massa), poder calorífico por unidade de massa e fator de caracterização de

Watson. Massa molar, volume molar, entalpia molar e entropia molar são propriedades

aditivas em base molar.

2.6.2 Método dos Índices de Mistura

Os chamados índices de mistura são definidos por correlações em função da

propriedade e com faixa de validade estreita. Os índices de mistura são considerados aditivos

em base volumétrica. Logo, conhecendo-se a contribuição volumétrica e os índices de mistura

para cada componente calcula-se um índice de mistura médio. Aplicando-se a correlação do

índice de mistura em função da propriedade de forma inversa obtêm-se a propriedade damistura.

São exemplos de propriedades de mistura de correntes de petróleo obtidas por este

método: PVR, Ponto de Fulgor e Ponto de Névoa. As correlações para o cálculo dos diversos

índices de mistura de correntes são encontradas na literatura.

2.6.3 Método dos Valores de Mistura ou dos Bônus

Este método baseia-se na consideração de que haja aditividade da propriedade em base

volumétrica desde que se leve em conta o valor do chamado bônus. O bônus é obtido através

da diferença entre a propriedade de um dos componentes se a mistura pudesse ser considerada

ideal e o verdadeiro valor da propriedade deste mesmo constituinte quando puro.

É um exemplo de propriedade de mistura de correntes de petróleo obtida por este

método a curva de destilação ASTM D 86.



Capítulo 3

Desenvolvimento e Validação da Simulação daUnidade de Destilação Atmosférica

Esse capítulo visa apresentar a implementação e validação da simulação da unidade de

destilação atmosférica (UDA) estudada frente aos dados gerados por simuladores comerciais.

Inicialmente é realizada uma breve descrição do sistema sob estudo, bem como são definidos

o sistema termodinâmico utilizado e sistema de unidades adotado.

O objetivo da simulação da torre de pré-flash é a de verificar a capacidade do modelo

em reproduzir os dados gerados pelo simulador comercial PROCESS® em relação aos

resultados da torre de pré-flash, tais como perfil de temperaturas e parâmetros físico-químicos

da corrente de cru pré-fracionado, tais como curva de destilação PEV e ASTM D-86, massa

molar e vazão mássica dessa corrente.

O objetivo na implementação da simulação da torre atmosférica é desenvolver uma

ferramenta capaz de reproduzir de forma satisfatória os resultados obtidos pelo simulador

comercial HYSIM®, em relação aos mesmos resultados avaliados para a torre de

pré-fracionamento.

As ferramentas desenvolvidas em ambiente PETROX® serão avaliadas posteriormente

quanto a capacidade de representar um caso de operação real, com a finalidade de ajustar as

simulações, tornando-a capaz de prever o comportamento da unidade em condições

operacionais e/ou cargas diferentes da atual.



59

3.1Definições Preliminares

De forma a tornar mais simples a compreensão das seções subseqüentes, bem como

caracterizar a ferramenta desenvolvida, essa seção apresenta algumas definições preliminarese configurações utilizadas na simulação.

Para unificar a linguagem entre o texto desse trabalho e a utilizada pelo simulador é

necessário definir três grupos básicos de parâmetros, sendo eles apresentados a seguir.

1. Especificação: é definida como especificação todo o parâmetro do simulador querepresente um objetivo operacional, mantido fixo para cada rodada desimulação, sendo definido pelo usuário. Em termos de solução numérica do

algoritmo, esses parâmetros fazem parte da solução do sistema de equaçõescaracterístico da simulação em questão;

2. Variável Flexibilizada: é todo parâmetro do simulador que é utilizado para sealcançar os valores, dentro de uma tolerância pré-definida, das especificações,sendo assim, valores calculados pelo algoritmo de forma a minimizar o erroentre os valores calculados e determinados para as especificações;

3. Parâmetro Operacional: é todo parâmetro do simulador que represente umavariável operacional, sendo seu valor fixo para cada uma das rodadas desimulação. Difere da especificação por não ser calculado pelo algoritmo e da

variável flexibilizada por apresentar um valor fixo.Outro aspecto crítico no desenvolvimento de uma ferramenta de simulação é a definição

do modelo termodinâmico empregado. Nesse trabalho foi utilizado o pacote termodinâmico

SET01 do PETROX®, sendo esse o conjunto padrão, o qual é constituído pelo sistema de

equações/correlações apresentadas na Tabela 3.1.

Tabela 3.1: Sistema de Equações e correlações utilizados pelo pacote SET01 do PETROX®

Propriedade Equação/Correlação para cálculo

Viscosidade do Líquido Twu

Viscosidade do Vapor APICondutividade Térmica do Líquido KelloggCondutividade Térmica do Vapor API

Tensão Superficial APIEquilíbrio Termodinâmico Soave-Redlich-Kwong (SRK)

Entalpia e Entropia Lee-KeslerDensidade do Líquido RackettDensidade do Vapor Lee-Kesler

Temperatura Pseudocrítica Lee-KeslerPressão Pseudocrítica Lee-Kesler

Para evitar conflitos potencialmente problemáticos, a definição do sistema de unidades

deve ser feita com cuidado na implementação de uma simulação. A Tabela 3.2 apresenta as

unidades utilizadas para as principais variáveis empregadas no desenvolvimento desse



. 60

trabalho. Claramente algumas variáveis apresentam unidades díspares as do Sistema

Internacional, sendo seu uso justificado pelo emprego a nível operacional dessa unidade.

Tabela 3.2: Unidades das principais variáveis utilizadasVariável Unidade

Temperatura oCPressão kgf/cm²Vazão Volumétrica m³/hVazão Mássica kg/hEnergia GcalPotência Gcal/hMassa Molar kg/kmol

3.2 Descrição do Sistema

A UDA estudada é composta por duas baterias de pré-aquecimento de petróleo, duasdessalgadoras, três fornos, uma torre de pré-flash e uma fracionadora principal, que possui

duas retificadoras laterais, uma de querosene e uma de diesel leve.

O petróleo, ao ingressar na UDA, passa por um sistema de filtros, para a remoção de

particulados grosseiros. Ao deixar os filtros a corrente de petróleo é dividida em duas outras,

uma é encaminhada a um ramal da primeira bateria de pré-aquecimento do cru, sendo

utilizado para a condensação da corrente de nafta pesada da fracionadora principal e

resfriamento das correntes de resíduo atmosférico (RAT) e diesel pesado, removendo o calordessas correntes. Esse ramal é denominado de Ramal de Alta.

O segundo ramal, denominado de Ramal de Baixa, é composto por uma série de

trocadores de calor, nos quais o cru é utilizado para resfriar as correntes de querosene, diesel

linha, mistura de diesel leve e diesel pesado, e diesel leve. Os dois ramais são combinados e

passam por um trocador de calor adicional, onde o cru resfria uma corrente de RAT, sendo

posteriormente enviado às dessalgadoras. Nesse sistema o cru sofre um aquecimento de

aproximadamente 100 °C.

O óleo que deixa as dessalgadoras passa pela segunda bateria de pré-aquecimento,

trocando calor com diesel pesado e RAT, tendo sua temperatura elevada em aproximadamente

70 °C.

O óleo pré-aquecido é introduzido no vaso refervedor da torre de pré-flash. Esse vaso

possui em seu interior um conjunto de serpentinas, pelas quais circula o vapor de

aquecimento. Além da serpentina, no interior desse vaso estão localizados um conjunto de

pratos valvulados, que auxiliam a separação das fases vapor e líquido. Com o objetivo de



61

auxiliar o fracionamento das correntes é introduzido vapor de baixa pressão, facilitando a

vaporização da fração leve da corrente de cru dessalgado, sendo realizada ali uma retificação

do óleo.

Os vapores do vaso refervedor são enviados a torre de pré-flash e a corrente de fundo da

pré-flash retorna para o vaso refervedor. A fase líquida que deixa o refervedor é composta

pelo cru praticamente isento de leves, o qual recebe a denominação de cru pré-fracionado. No

topo da pré-flash existe um condensador parcial, que gera um corrente gasosa que vai para o

sistema de gás combustível da refinaria e outra líquida, rica em GLP (gás liquefeito de

petróleo), denominada de nafta leve não estabilizada (NLNE). A corrente líquida do topo da

pré-flash é enviada para a torre estabilizadora, onde é fracionada em duas novas correntes,

sendo a de topo composta principalmente por GLP e a de fundo pela nafta leve estabilizada.

O cru pré-fracionado passa por um conjunto de trocadores de calor, onde resfria a

corrente de RAT, aquecendo-se, e posteriormente é enviado para o conjunto de fornos de

aquecimento de carga. Os fornos operam em paralelo fornecendo o restante da carga térmica

necessária para que o cru atinja a temperatura de alimentação da torre atmosférica, sofrendo

vaporização parcial nesse processo.

A torre atmosférica segrega a corrente de carga em diversos cortes. Pelo topo é

removida a nafta pesada, que serve de carga para uma unidade de fracionamento de naftas,

pelas retiradas laterais são produzidas as correntes de querosene, diesel leve e diesel pesado.

Essas correntes são utilizadas para a composição do pool de Diesel da refinaria, sendo que o

querosene e o diesel leve podem ser retificados, através das retificadoras laterais, e o diesel

pesado é enviado para a Unidade de Hidrotratamento para adequação de suas características

às especificações do diesel.

A corrente de fundo é composta pelo RAT, que é enviada para a Unidade de Destilação

a Vácuo (UDV), dando origem às correntes de gásoleo leve, gásoleo pesado, ambas enviadas

à Unidade de Craqueamento Catalítico (UFCC) e resíduo de vácuo, que serve de carga para as

unidades de coqueamento retardado, ou após diluição, ser comercializada como óleo

combustível. O topo dessa torre produz uma mistura de vapor d’água e hidrocarbonetos,

denominada de slop úmido, que após ser misturada à nafta de coque é enviada para a UFCC.

A Figura 3.1 contém um fluxograma simplificado da Unidade de Destilação atmosférica,apresentando seus principais equipamentos.



. 62

Figura 3.1: Fluxograma simplificado da unidade de destilação atmosférica estudada

3.3 Simulação da Torre de Pré-Flash

3.3.1 Unidade Industrial

A torre de pré-flash, também conhecida como torre de pré-fracionamento, é um

equipamento utilizado em unidades de destilação de grande capacidade, preferencialmente

superior a 20000 m³/d, com o objetivo de reduzir a carga da torre atmosférica, principalmente

na seção de retificação, removendo do cru as correntes de GLP e NLNE, que correspondem às

frações mais leves (INDIO DO BRASIL, 2005).

A alimentação, como mencionado na seção 3.2, é realizada em um vaso de

aquecimento, dotado de um conjunto de pratos valvulados em seu topo, um conjunto de

serpentinas para circulação de vapor na parte inferior, além de vapor “vivo” de retificação. Osvapores formados nesse vaso são alimentados no fundo da pré-flash, sofrendo um

fracionamento a medida que seguem em direção ascendente na torre. Esse fracionamento é

realizado através de um refluxo líquido, gerado pelo sistema de condensador e vaso de topo.

A corrente líquida de topo, composta por GLP e NLNE é encaminhada à torre

estabilizadora, ou debutanizadora. A corrente de fundo, composta pelos hidrocarbonetos mais

pesados do vapor formado no vaso de aquecimento, retorna ao vaso, novamente se

incorporando à mistura ali presente.



63

A torre de pré-fracionamento investigada é constituída por 24 pratos, sendo a carga

dessa coluna, constituída pelos vapores gerados no vaso refervedor, alimentada no prato 24,

prato de fundo. Os vapores que chegam ao topo são condensados e enviados para um vaso de

topo, onde são removidos gases incondensáveis na condição de operação do vaso. Parte da

corrente líquida gerada nesse vaso retorna à torre e constitui o refluxo de topo da unidade e o

restante é enviado à torre estabilizadora para ser fracionada em GLP e nafta leve.

A corrente de fundo é reenviada ao vaso de aquecimento, onde se incorpora novamente

a carga. Pelo fundo do vaso de aquecimento é removida a corrente de cru pré-fracionado, que

antes de ser enviada à torre atmosférica, passa por uma pequena bateria de pré-aquecimento,

sendo aquecida pela corrente de resíduo atmosférico (RAT), e posteriormente alimentada em

um banco de fornos, onde o cru pré-fracionado é vaporizado parcialmente antes de ser

alimentado na torre atmosférica.

3.3.2 Metodologia de Modelagem

No intuito de avaliar as capacidades da ferramenta de simulação escolhida, PETROX®,

foi utilizada uma simulação desenvolvida no software comercial PROCESS®

(Simulation Science Inc.), para o revamp da unidade em questão como benchmark , ou seja, os

resultados dessa última foram tomados como verdadeiros e utilizados para validar o modelo

desenvolvido no PETROX®.

O ponto de partida para a simulação de uma coluna de destilação é a caracterização do

arranjo físico da unidade, sendo principalmente representado pelo número de estágios de

equilíbrio, sua natureza, ideais ou não, a presença ou não de refervedor, o tipo de

condensador, e a localização das correntes de alimentação e retirada, bem como as condições

de operação da torre, representadas por vazão, pressão e temperatura de carga, perfil de pressão na torre, pressão e/ou temperatura no vaso de topo, razão de refluxo e vazão de

retirada de produtos.

Para simular o vaso de aquecimento, foi utilizado um flash PQ ( flash onde são

especificados a pressão de operação e carga térmica), que tem como carga a corrente de cru na

temperatura da saída das dessalgadoras e a corrente líquida do fundo da torre de pré-flash. A

corrente de vapor gerada no flash foi utilizada como carga da torre de pré-flash.

Para a caracterização da torre, foram utilizados os dados da simulação do PROCESS®.

Nessa simulação, devidamente comparada e validada com dados de outro simulador na época,



. 64

foram utilizados 9 estágios ideais de equilíbrio. Esse mesmo número foi utilizado no

desenvolvimento desse trabalho, uma vez que os resultados obtidos no PROCESS® foram

considerados adequados. Os dados operacionais de pressão do condensador e estimativas da

vazão de retiradas de produtos e do perfil de temperatura da torre também foram obtidos dos

estudos de revamp.

3.3.3 Caracterização da carga da unidade

Por se tratar de uma mistura complexa de compostos, o petróleo deve ser devidamente

caracterizado para que possa ser utilizado na simulação de sistemas de refino de petróleo. A

ferramenta computacional escolhida apresenta uma flexibilidade na forma de definir uma

corrente do tipo petróleo.

A primeira forma, ideal para situações de operação com apenas um tipo de petróleo,

consiste em um banco de dados interno, o qual contém a caracterização de diversos óleos

processados pela companhia. Essa é a mais simples maneira de se utilizar uma corrente do

tipo petróleo, pois uma vez selecionado o cru desejado, o sistema já carrega os dados

referentes à curva PEV, curva de densidades, composição dos leves e pré-seleciona um

conjunto de grupos de corte adequado para o óleo utilizado.

A seleção do conjunto de grupos de corte é um dos passos críticos na simulação de uma

corrente de petróleo, já que a partir deles são gerados os pseudo-componentes utilizados pelo

simulador. Um número reduzido de grupos de cortes torna a simulação mais rápida,

demandando menor esforço computacional, no entanto pode comprometer a acurácia dos

resultados. Por outro lado, a utilização de um elevado número de grupos de cortes tende a

produzir melhores resultados, uma vez que as propriedades dos pseudocomponentes são

calculadas em um menor intervalo de temperatura, porém tende a elevar o custocomputacional.

O PETROX® disponibiliza além do conjunto padrão de grupos de corte para cada óleo

do banco de dados, um padrão baseado em temperaturas, um baseado em volumes

vaporizados da curva PEV e a possibilidade de se customizar um conjunto de grupos de corte.

Outra forma de se informar um petróleo é através de sua caracterização em termos de

curvas de destilação, densidade, massa molar e composição dos leves. Dispondo-se da curvade destilação, da densidade do óleo e da composição dos leves pode-se criar uma corrente,



65

sendo que as demais propriedades serão calculadas com base nesses parâmetros. Se forem

informadas as curvas de massa molar e densidade elas serão utilizadas diretamente.

Outra possibilidade de caracterização de um petróleo nessa ferramenta é tratar acorrente como uma fração do petróleo, ou seja, possuindo-se previamente um conjunto de

pseudocomponentes pode-se criar uma corrente composta por esses componentes. Nesse caso,

deve-se informar uma lista com os nomes dos pseudo-componentes, juntamente com duas

das seguintes propriedades, massa molar, temperatura normal de ebulição e densidade,

expressa em ternos de grau API, d20/4 ou d15,6/15,6.

Se forem informados os três parâmetros eles serão utilizados diretamente e no caso de

se informar somente um par, o terceiro é calculado pelo simulador. Todas as demais

propriedades necessárias serão estimadas a partir desses três parâmetros. Posteriormente, para

a criação da corrente, será necessário informar a participação de cada um dos

pseudocomponentes na mistura em termos de vazão, fração ou percentagem. Através dessa

forma pode-se informar dados relativos a apenas um cru ou uma mistura, expressa em termos

de seus pseudocomponentes.

No caso de cargas constituídas por misturas de petróleos, caso mais comum no cenário

industrial, o PETROX® disponibiliza uma ferramenta que permite a criação de misturas, ou

blends, diretamente de petróleos. Basta selecionar quais petróleos comporão o blend , sua

fração na mistura, expressa em porcentagem mássica ou volumétrica, bem como o conjunto

de grupos de corte a ser aplicada à mistura. A mistura é calculada através de regras de mistura

internas, criando-se pseudocomponentes cujas propriedades são resultados da mistura dos

diferentes óleos. Essa forma é mais eficiente do ponto de vista do número de

pseudocomponentes, já que será criada apenas uma lista deles para a mistura.

Outra forma de se criar uma mistura de crus é através de um misturador. Nessa

alternativa, criam-se as correntes de cru independentemente, de uma das maneiras citadas

anteriormente, e faz-se a mistura através de um bloco misturador. Essa alternativa tende a

elevar o número de componentes a ser utilizados na simulação, já que cada petróleo será

caracterizado por seu grupo de pseudocomponentes e a mistura conterá o conjunto total de

pseudo-componentes. A avaliação dos impactos da escolha de uma ou outra alternativa não

foi tratada nesse trabalho.



. 66

3.3.4 Simulação da Torre de Pré-Flash

Como mencionado na Seção 3.3.2 a torre de pré-flash foi simulada através da

associação de um flash PQ e uma coluna rigorosa de 9 estágios ideais, possuindo um

condensador parcial para a corrente de topo, totalizando para o PETROX® um total de 10

estágios teóricos de separação. A carga é alimentada no vaso de flash, juntamente com uma

corrente de vapor d’água, utilizado para retificação. Os vapores oriundos desse vaso são

alimentados no nono estágio da torre de destilação.

A torre pré-fracionadora gera três correntes de hidrocarbonetos, duas no condensador,

gás combustível e nafta leve não estabilizada, e uma pelo fundo, que é realimentada no vaso

de flash. Pelo fundo do vaso de flash é removido o cru pré-fracionado que serve de carga paraa torre de destilação atmosférica. A Figura 3.2 apresenta, de forma simplificada, a topologia

utilizada na simulação da torre de pré-flash no PETROX®.

A corrente de carga utilizada foi obtida a partir de dados das simulações realizadas para

o revamp da unidade no ano de 1982, sendo constituída por um cru com 24.3 ºAPI de

densidade média. A caracterização da carga foi realizada diretamente através de seus

pseudo-componentes, uma vez que nessa simulação havia a listagem dos pseudo-componentes

utilizados, informando a NBP ( Normal Boiling Point ), massa molar e d15,6/15,6 de cada um dos

componentes. Os componentes puros, leves e contaminantes, foram adicionados em lista

separada. Posteriormente foram informadas as vazões mássicas dos componentes puros e dos

pseudocomponentes.



67

Figura 3.2: Topologia adotada para a simulação da unidade de pré-flash no PETROX®.

A simulação utilizada como benchmark foi realizada no Simulador PROCESS® versão0882, desenvolvido pela Simulation Sciences Inc. A torre de pré-fracionamento nessa

simulação foi modelada através de uma torre de destilação provida de refervedor, com

9 estágios ideais de separação, sem contar o condensador. A carga da unidade, cru, era

alimentada no prato de fundo, juntamente com uma corrente de vapor. Em função dessa

metodologia, de incorporar o vaso de flash à torre de pré- flash, a simulação desenvolvida

nesse trabalho difere configuracionalmente da simulação original, mas reproduz com maior

fidelidade a unidade industrial. A Figura 3.3 apresenta, de forma simplificada, a topologiautilizada na simulação da torre de pré-flash no PROCESS®.



. 68

Figura 3.3: Topologia adotada para a simulação da torre de pré-flash no PROCESS®.

Na Figura 3.3 as correntes 20 e 31 representam estimativas iniciais para as vazões de

refluxo e destilado, respectivamente. As correntes aquosas são representadas pela linha com x,sendo VR o vapor de retificação, AA a corrente de água ácida e as correntes 12 e 14 são

pseudo-correntes de água líquida, utilizadas como artifício de simulação, sendo que a corrente

14 apresenta os mesmos valores de pressão e temperatura que VR, porém está completamente

na fase líquida. A corrente 12 corresponderia ao vapor de água nas condições da corrente de

topo.

Algumas variáveis que serão resultados da simulação necessitam de uma estimativa

inicial para que o simulador possa iniciar o algoritmo de cálculo, as quais designamos de

variáveis estimadas. A Tabela 3.3 apresenta os parâmetros operacionais, variáveis estimadas,

a especificação e a variável flexibilizada utilizada na simulação da unidade de pré-flash na

etapa de validação da ferramenta.



69

Tabela 3.3: Condições operacionais da Torre de Pré-FlashVariável Valor Unidade Tipo

Vazão de Carga 471330,0 kg/h Parâmetro OperacionalTemperatura da Carga 180,0 oC Parâmetro OperacionalPressão da Carga 3,00 kgf/cm² Parâmetro Operacional

Carga Térmica do Vaso de Flash 7,30 Gcal/h Parâmetro OperacionalQueda de Pressão no Vaso de Flash 0 kgf/cm² Parâmetro OperacionalVazão de Vapor de Retificação no Vaso de Flash 5905,2 kg/h Parâmetro OperacionalTemperatura do Vapor de Retificação 290,00 oC Parâmetro OperacionalPressão do Vapor de Retificação 13,04 kgf/cm² Parâmetro OperacionalPressão no Condensador da Torre de Pré-Flash 2,53 kgf/cm² Parâmetro OperacionalPressão no Topo da Torre de Pré-Flash 2,83 kgf/cm² Parâmetro OperacionalQueda de Pressão na Torre de Pré-Flash 0,17 kgf/cm² Parâmetro OperacionalTemperatura no Condensador da Torre de Pré-Flash 35 oC EspecificaçãoVazão de Nafta Leve Não Estabilizada 29310,0 kg/h Parâmetro OperacionalVazão de Gás Combustível 1820,2 kg/h Variável EstimadaVazão de Água Ácida 5905,2 kg/h Variável EstimadaCarga Térmica no Condensador -10,00 Gcal/h Variável Flexibilizada

Temperatura no Topo da Coluna 130,0 oC Variável EstimadaTemperatura no Fundo da Coluna 200,0 oC Variável EstimadaRazão de Refluxo 0,58 - Variável Estimada

3.3.5 Resultados e Discussões

Essa seção visa comparar os resultados obtidos pela ferramenta desenvolvida no

PETROX® com aqueles obtidos pelo PROCESS® para o caso de análise de revamp, com as

condições apresentada na seção anterior.

Serão comparados primeiramente variáveis operacionais da torre, como o perfil de

temperatura, razão de refluxo e vazões de produtos. Posteriormente serão comparados dados

referentes à caracterização do produto de fundo da unidade de pré-flash, o cru pré-fracionado,

em relação a curvas de destilação, PEV e ASTM D-86, massa molar e d15,6/15,6.

Variáveis Flexibilizadas

A Figura 3.4 apresenta os resultados obtidos pelo PROCESS® e pela ferramenta

desenvolvida em ambiente PETROX® para as temperaturas nos diferentes estágios da torre de pré-flash. Vale ressaltar que para o caso do PETROX® foi adotado o valor de saída da

corrente de cru pré-fracionado como valor de temperatura do último estágio.

Nota-se, através da análise da Figura 3.4, que mesmo com as diferenças

configuracionais, os resultados obtidos pela ferramenta desenvolvida estão próximos aos

obtidos pelo PROCESS®. As divergências podem ser frutos das tolerâncias adotadas na

simulação e nos parâmetros termodinâmicos utilizados por cada um dos simuladores.



. 70

Perfis de Temperaturas Obtidos pelo PROCESS® e pelo PETROX®

1

2

3

4

5

6

7

8

9

110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160 165 170 175 180 185 190 195 200 205 210

Temperatura (C)

E s t á g i o

Process Pet rox

Figura 3.4: Perfis de temperatura da Pré-Flash obtidos pelo PROCESS® e PETROX®

A Tabela 3.4 apresenta a comparação dos resultados da vazão de gás combustível, nafta

leve não estabilizada e cru pré-fracionado e razão de refluxo calculados por cada um dos

simuladores.

Tabela 3.4: Comparação dos resultados para a razão de refluxo e vazão de produtosResultado PROCESS® PETROX® Unidade

Razão de refluxo 0,555 0,591Vazão de gás combustível 1820,2 1708,2 kg/h

Vazão de nafta leve não estabilizada 29309,9 29310,0 kg/hVazão de cru pré-fracionado 440213,6 440567,1 kg/h

Água ácida 5905,2 5649,2 kg/h

Através da Tabela 3.4 nota-se que existem pequenas diferenças entre os resultados

gerados pelo PROCESS® e pelo PETROX®. Pelo que pode ser observado nos resultados

gerados pelo PROCESS®, este assume separação completa entre correntes compostas por

hidrocarbonetos e água, não considerando o equilíbrio entre essas fases. Isso pode ser

observado pela composição das correntes intermediárias, omitidas nesse trabalho, e pela total

recuperação do vapor de retificação como água ácida, o que não ocorre com o PETROX®, que

considera a interação entre hidrocarbonetos e água, fato esse ratificado tanto pela maior vazão

mássica de cru pré-fracionado e menor vazão de água ácida obtida.



71

Características do Cru Pré-Fracionado

Essa seção tem por objetivo comparar os resultados obtidos pelas duas ferramentas em

termos de características físico-químicas da corrente de cru pré-fracionado produzido na

unidade. Serão comparadas as curvas de destilação PEV e ASTM D-86, bem como valores de

massa molar e d15,6/15,6 dessa corrente.

A Figura 3.5 contém as curvas de destilação PEV da corrente de cru pré-fracionado

obtidos pelo PROCESS® e pelo PETROX®. Nota-se que as duas ferramentas produziram

curvas próximas, indicando uma performance equivalente das duas ferramentas. Os valores

utilizados para traçar as curvas são apresentados na Tabela 3.5. As maiores diferenças foram

obtidas nos pontos situados na região final da curva, correspondente aos compostos mais pesados. Normalmente os pontos dessa região são obtidos por extrapolação, as quais podem

produzir valores díspares, dependendo do método utilizado, justificando a diferença obtida.

Tabela 3.5: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo PROCESS® e PETROX®

% Vaporizado (v/v) PROCESS® PETROX® Unidade

1 76,29 77,50 oC5 147,69 148,76 oC10 192,96 193,27 oC30 300,39 300,41 oC50 405,17 406,08 oC70 524,19 525,21 oC90 691,25 695,53 oC95 775,26 770,96 oC99 870,03 864,63 oC

As curvas referentes à destilação ASTM D-86 produzidas pelos simuladores

PROCESS® e PETROX® são apresentadas na Figura 3.6. Novamente as duas ferramentas

produziram resultados compatíveis, havendo maiores discrepâncias na região correspondente

aos leves (% Vaporizado inferior a 5%) e, com menor intensidade, na região correspondente

aos pesados (% Vaporizado maior que 70%). Essas discrepâncias podem estar associadas aométodo de interconversão PEV-ASTM D-86 utilizado, além de aspectos relacionados ao

equilíbrio termodinâmico, que, como mencionado anteriormente, indica que o PROCESS®

desconsidera a interação entra a fase aquosa e a fase de hidrocarbonetos.



. 72

PEV do Cru Pré-Fracionado

0.00

100.00

200.00

300.00

400.00

500.00

600.00

700.00

800.00

900.00

1000.00

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1

% Vapori zado (v/v)

T e b

( C )

00

Process Pet rox

Figura 3.5: Curvas PEV do cru pré-fracionado obtidos pelo PROCESS® e PETROX®.

A Tabela 3.6 apresenta os valores calculados por cada um dos simuladores para as

propriedades de massa molar média, d15,6/15,6 e API.

Tabela 3.6: Propriedades do cru pré-fracionado calculados pelo PROCESS® e PETROX®

Propriedade PROCESS® PETROX® Unidade

Massa Molar Média 297,94 295,71 kg/kmold15,6/15,6 0,930 0,930

API 20,7009 20,6834

Nota-se que ambas as ferramentas produziram resultados muito próximos ou idênticos.

No caso da massa molar média, vale ressaltar que o cru pré-fracionado gerado pelo

PETROX® contém água em sua composição, enquanto que o calculado pelo PROCESS® é

isento nesse componente. Se a água fosse removida do cru pré-fracionado gerado pelo

PETROX®, a massa molar resultante seria de 298,15 kg/kmol, sendo praticamente idêntico ao

calculado pelo PROCESS®.



73

ASTM D-86 Cru Pré-Fraci onado

0.00

100.00

200.00

300.00

400.00

500.00

600.00

700.00

800.00

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1

% Vapori zado (v/v)

T e b

( C )

00

Process Pet rox

Figura 3.6: Curvas de destilação ASTM D-86 do cru pré-fracionado obtidas pelo PROCESS® e PETROX®

3.4 Simulação da Torre Atmosférica

3.4.1 Torre de Desti lação AtmosféricaA torre de destilação atmosférica recebe como carga o crú pré-fracionado parcialmente

vaporizado proveniente do conjunto de fornos de aquecimento da carga. Esta é alimentada na

torre na zona de separação das fases líquido e vapor (zona de flash), região entre as seções de

recheio Sobrevaporizado/Carga e recheio Carga/RAT. A partir daí a parcela vaporizada do

óleo percorre a torre no sentido ascendente e a parcela líquida no sentido descendente. A torre

recebe ainda a injeção de vapor “vivo” pelo fundo (abaixo da seção de recheio Carga/RAT)

com o objetivo de vaporizar mais uma parcela da fase líquida da carga aumentando assim orendimento dos produtos de topo e laterais.

O produto de topo após passar pelo conjunto condensador de topo - vaso acumulador

divide-se em duas correntes, uma retorna a torre como refluxo de topo e a outra deixa a

unidade como produto de topo, nafta pesada, sendo enviada para a unidade de fracionamento

de naftas. Os produtos laterais denominados querosene, diesel leve e diesel pesado são

retirados da torre abaixo dos pratos 11, 17 e 21, respectivamente. As correntes de querosene e

diesel leve são retiradas da torre em pratos de retirada parcial, já a corrente de diesel pesado é

retirada em uma panela de retirada total.



. 74

As correntes de querosene e diesel leve podem ser alimentadas em torres retificadoras

com o objetivo de vaporizar e remover as frações mais leves destas correntes que retornam à

torre atmosférica. Esta retificação também é feita através da injeção de vapor vivo na seção de

fundo das retificadoras laterais. As parcelas líquidas destes produtos, que saem pelo fundo das

retificadoras, são resfriadas e incorporadas ao pool de diesel. Existe a opção de não se retificar

estes produtos eviando-os diretamente para o armazenamento.

A corrente de diesel pesado após ser retirada da torre atmosférica é divida em três

parcelas, uma que vai compor o pool de diesel podendo antes passar pelo hidrotratamento,

outra é resfriada e re-alimentada na torre atmosférica no prato 18, compondo assim o

chamado refluxo circulante de diesel pesado. A terceira parcela é re-alimentada na torre acima

da seção de recheio compreendida entre a panela de retirada total de diesel pesado e a zona de

separação de fases, compondo o refluxo interno.

A corrente de fundo da torre chamada de RAT é enviada para a UDV onde é aquecida

nos fornos de aquecimento da carga dessa unidade e alimentada a torre de destilação a vácuo.

A Figura 3.7 apresenta um fluxograma simplificado da coluna de destilação atmosférica.

1

11

17

21

AA

NP

VRQ

VRDL

VRFUNDO

Q

DLDP

RAT

Cru

Pré-Fracionado

P-1

18

Leito

Sobrevaporizado/

Carga

Leito Carga/RAT

Figura 3.7: Fluxograma simplificado da coluna de destilação atmosférica



75

3.4.2 Simulação da Torre Atmosférica

A simulação da torre de destilação atmosférica foi estruturada com o objetivo de

reproduzir os resultados obtidos através da simulação realizada pela empresa projetista

responsável pelo último revamp da torre realizado em 1989. Esta simulação foi implementada

utilizando-se o simulador HYSIM® no ano de 1988.

Desta maneira utilizou-se como carga da torre o mesmo cru pré-fracionado utilizado na

simulação em HYSIM®, ou seja, mesma vazão, mesmas temperatura, pressão e composição

similar. A caracterização da carga foi realizada a partir da mesma curva de destilação PEV e

composição dos leves utilizada na simulação em HYSIM®. Existem pequenas diferenças nas

temperaturas normais de ebulição dos pseudocomponentes gerados, fruto de arredondamentose conversão de unidades, o que justifica as pequenas diferenças na composição da carga,

conforme Tabela 3.7.

Na Figura 3.8 é apresentada a comparação entre as curvas de destilação PEV do cru pré-

fracionado geradas pelos dois simuladores. Os dados usados para gerar as curvas da

Figura 3.8 são apresentados na Tabela 3.7. Pode-se observar que as curvas PEV’s apresentam

grande similaridade, com pequenas diferenças atribuídas às diferenças dos métodos de

geração dos pseudocomponentes dos simuladores e nas diferenças entre os

pseudocomponentes gerados (massa molar, temperatura normal de bolha e densidade).

Tabela 3.7: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo HYSIM® e PETROX®

% Vaporizado (v/v) HYSIM® PETROX® Unidade

0 43,9 39,5 oC5 131,2 130,0 oC10 173,2 173,5 oC30 287,6 288,3 oC50 396,8 396,1 oC

70 520,7 516,0o

C90 697,0 691,4 oC95 767,7 765,5 oC100 866,2 865,6 oC



. 76

Curvas de destilação PEV do cru pré-fracionado

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% volumétrico vaporizado

T e m p e r a t u r a ( C )

Hysim Petrox

Figura 3.8: Curvas de destilação PEV do cru pré-fracionado

3.4.3 Parâmetros da simulaçãoPara que se possa simular uma torre de destilação atmosférica é necessário conhecer

alguns dados do equipamento, tais como número de pratos ou estágios teóricos da torre

principal e retificadoras laterais, número de torres de retificação de produtos laterais,

eficiência de separação, no caso de pratos reais, pratos onde são realizadas as retiradas de

produto, alimentações e injeção de vapor de retificação e tipo de condensador.

Nesta simulação, como na do projeto do revamp, decidiu-se representar os pratos deseparação e recheios da torre por estágios teóricos de separação. O número de estágios

teóricos foi obtido através da aplicação de dados de eficiência de pratos e recheios usuais,

indicados pelo projetista. O número de pratos reais das torres e o número de estágios teóricos

equivalente são apresentados na Tabela 3.8.

Além dos dados do equipamento foi necessário estabelecer-se as condições de operação

bem como as condições da carga e produtos. Estas condições são idênticas as da simulação

em HYSIM®, dados esses apresentados na seção 3.4.4.



77

Os estágios são numerados de cima para baixo, assim o condensador representa o

estágio 1 e o último prato da torre - fundo da torre - representa o estágio 17, como apresentado

na Figura 3.9. Apesar de constituir um condensador total, que não consiste em um estágio de

teórico de equilíbrio, para efeito de ordenação este foi incluído na contagem.

Tabela 3.8: Equivalência entre pratos reais e estágios teóricosTorre de destilação atmosférica

Seção No pratos reais No estágios teóricosCondensador 1 1*

Topo - querosene 11 5Querosene - diesel leve 6 3

Diesel leve - diesel pesado 4 2Diesel pesado -zona de flash recheio 4

Zona de flash - fundo recheio 2

Retificadoras lateraisRetificadora de querosene 4 2Retificadora de diesel leve 4 2

Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica -confidencial.

Figura 3.9: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica.



. 78

Tabela 3.9: Dados da torre de destilação atmosférica.Torre de destilação atmosférica

No de estágios 17Refervedor Não aplicado

Retiradas laterais 3

Retificadoras laterais (*) 2Refluxos circulantes (**) 1

CargaEstágio de alimentação da carga 16

Produto de topo Nafta pesada

Estágio de retirada 1Retificação Não

Retiradas lateraisQuerosene

Estágio de retirada 6Estágio de entrada produto vaporizado 5

Retificação Sim No de estágios -retificadora lateral 2Estágio de entrada vapor de retificação (***) 2

Diesel leveEstágio de retirada 9

Estágio de entrada produto vaporizado 8Retificação Sim

No de estágios - retificadora lateral 2Estágio de entrada vapor de retificação (***) 2

Diesel pesadoEstágio de retirada 11

Retificação NãoProdutos de fundo

Resíduo atmosféricoEstágio de retirada 17

Retificação SimEstágio de entrada vapor de retificação (****) 17

ÁguaEstágio de retirada 1

RefluxosEstagio de alimentação refluxo de topo 2Estagio de retirada do refluxo circulante 11

Estagio de alimentação do refluxo circulante 10Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica - confidencial.(*)A torre possui duas torres de retificação de produtos laterais. São eles, querosene e diesel leve.(**) A torre possui um refluxo circulante de diesel pesado.

(***) Os estágios das retificadoras também são numerados de cima para baixo.(****) A retificação do resíduo atmosférico é feita na torre atmosférica, vapor entra no estágio 17.

3.4.4 Condições de Operação

Estabelecidos os parâmetros da torre é necessário especificar suas condições de

operação, as condições da carga e das correntes de produtos da torre de destilação atmosférica

e das retificadoras laterais.

Para simular uma torre de destilação atmosférica com ou sem retificadoras laterais deve-

se definir algumas das variáveis abaixo:

• Temperaturas do condensador de topo e dos outros estágios da torre;



79

• Carga térmica do condensador de topo e refluxos circulantes;

• Pressão no condensador de topo e outros estágios da torre;

• Pressão nos estágios das torres retificadoras;

• ∆P na torre ou ∆P por estágio;

• Vazões de carga, dos produtos, e dos refluxos circulantes;

• Vazões e condições de temperatura e pressão do vapor de retificação;

• Razão de refluxo.

De acordo com o objetivo da simulação fixaram-se algumas das variáveis citadas

anteriomente como condições de operação da torre atmosférica e retificadoras laterais demaneira a reproduzir a simulação do projeto do revamp (1988), conforme apresentado na

Tabela 3.10.

Tabela 3.10: Condições de operação.Parâmetro Valor Unidade

Torre AtmosféricaPressão no condensador 1,216 kgf/cm2

Pressão no topo da torre 1,640 kgf/cm2

ΔP topo-fundo da torre 0,30 kgf/cm2

Temperatura no condensador 45,8 oCRetificadora de Querosene

Pressão no topo da torre 1,719 kgf/cm2

ΔP por estágio 0,021 kgf/cm2

Retificadora de Diesel LevePressão no topo da torre 1,779 kgf/cm2

ΔP por estágio 0,021 kgf/cm2

Refluxo CirculanteVazão mássica 195000 kg/hCarga Térmica 12,07 Gcal/h

Vapor de Retificação

Pressão 1,94 kgf/cm

2

Temperatura 328,5 oCFundo da torre atmosférica - Vazão mássica 7500 kg/h

Fundo da retificadora de diesel leve - Vazão mássica 770 kg/hFundo da retificadora de querosene - Vazão mássica 2350 kg/h

CargaVazão mássica 440431 kg/h

Pressão 1,95 kgf/cm2

Temperatura 381,6 oCProdutos

Nafta Pesada - Vazão mássica 21319 kg/hQuerosene - Vazão mássica 61235 kg/h

Diesel leve - Vazão mássica 54431 kg/hDiesel Pesado - Vazão mássica 72575 kg/h

Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica - confidencial.



. 80

Exceto as vazões dos produtos nafta pesada, querosene e diesel leve, as outras variáveis

citadas na tabela 3.10 foram fixadas. Para que fossem atingidos os mesmos valores das vazões

de nafta pesada, querosene e diesel leve obtidos na simulação em HYSIM® foi necessário

fixá-las como especificações, flexibilizando-se para cada uma delas uma outra variável. Na

Tabela 3.11 são apresentadas as especificações relacionadas com suas respectivas variáveis

flexibilizadas.

Tabela 3.11: Especificações e variáveis flexibilizadas.Especificação Variável flexibilizada

Vazão de nafta pesada Razão de refluxoVazão de querosene retificado Vazão de querosene não retificadoVazão de diesel leve retificado Vazão de diesel leve não retificadoTemperatura do condensador Carga térmica do condensador

Foi necessário também fornecer valores estimados de algumas variáveis que são

resultados da simulação. Isso se faz necessário para que o simulador tome estes dados como

estimativas iniciais destas variáveis. Estimativas ruins poderiam levar a não convergência da

simulação, portanto recomenda-se fornecer valores próximos aos esperados. Os dados são

apresentados na Tabela 3.12.

Tabela 3.12: Variáveis estimadas.

Variável Estimada ValorEstimado Unidade

Carga Térmica Condensador -20,0 Gcal/hTemperatura no topo da torre 102,0 oCTemperatura no fundo da torre 375,0 oCRazão de Refluxo 9,0Vazão querosene torre atmosférica -retificadora 79500 kg/hVazão de querosene retificado -produto retificadora 65000 kg/hVazão diesel leve torre atmosférica -retificadora 63000 kg/hVazão de diesel leve retificado -produto retificadora 57000 kg/hVazão de água retirada no vaso de topo 10620 kg/h


Foram analisados os seguintes parâmetros na comparação entre as simulações da torre

de destilação atmosférica com o objetivo de validar a simulação feita em PETROX ®

utilizando como base a simulação em HYSIM®.

Quanto à operação analisou-se:

• percentual vaporizado da carga nas condições de temperatura e pressão especificadas;

• carga térmica do condensador de topo da torre;



81

• razão de refluxo;

• perfil de temperatura dos estágios da torre.

Os resultados são apresentados na Tabela 3.13. A Figura 3.10 apresenta a comparaçãodos perfis de temperatura obtidos por cada uma das ferramentas.

Perfis de Temperatura obtidos pelo HYSIM® e PETROX®

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0.0 50.0 100.0 150.0 200.0 250.0 300.0 350.0 400.0

Temperatura (C)

E s t á g i o

Hysim® Petrox®

Figura 3.10: Perfil de temperatura da torre atmosférica.

Verifica-se coerência entre os valores obtidos pelos dois simuladores, com pequena

diferença no perfil de temperatura da torre atmosférica, especialmente nos estágios do topo da

torre.

Quanto aos produtos obtidos confrontou-se:

• rendimento mássico;

• massa molar;

• curva de destilação ASTM D-86.

Os resultados obtidos, em termos de curvas de destilação ASTM D-86, são apresentados

na Tabela 3.14 e nas Figuras 3.11, 3.12, 3.13 e 3.14.



. 82

Tabela 3.13: Comparação entre PETROX® e HYSIM®.HYSIM® PETROX®

Perfil de Temperatura na TorreNo Estágio Temperatura Temperatura Unidade

1 45,8 45,8

o

C2 102,3 114,9 oC3 124,7 137,9 oC4 139,5 151,3 oC5 154,1 164,2 oC6 178,7 185,5 oC7 215,4 218,3 oC8 240,8 242,6 oC9 260,3 262,1 oC10 287,4 287,9 oC11 315,4 316,1 oC12 350,9 352,3 oC13 363,0 365,5 oC14 368,7 370,3 oC15 372,7 373,6 oC16 379,4 375,8 oC17 372,4 370,0 oC

% molar vaporizado da carga 64,99 66,02 % (mol/mol)Carga térmica condensador 28,79 27,53 Gcal/h

Razão de refluxo 9,19 8,13

Dados HYSIM® - Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica – confidencial.

Tabela 3.14: Produtos obtidos nas simulações HYSIM® e PETROX®

HYSIM® PETROX® Unidade

Nafta pesadaVazão mássica 21319 21319 kg/h

Rendimento mássico 4,8 4,8 %Massa molar 94,6 94,3 kg/kmol

QueroseneVazão mássica 61235 61234 kg/h


Diesel leveVazão mássica 54431 54430 kg/h


Diesel pesadoVazão mássica 72575 72573 kg/h


Resíduo AtmosféricoVazão mássica 230781 230810 kg/h


Dados HYSIM® - Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica – confidencial.



83

Curvas ASTM D-86 da Nafta pesada

-20

30

80

130

180

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% volumétrico v aporizado


HYSIM PETROX

Figura 3.11: Curvas ASTM D-86 da Nafta pesada obtidas via HYSIM® e PETROX®.

Curvas ASTM D-86 do Querosene

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% volumétrico vapori zado


HYSIM PETROX

Figura 3.12: Curvas ASTM D-86 do Querosene obtidas via HYSIM® e PETROX®.



. 84

Curvas ASTM D-86 do Diesel leve

180

230

280

330

380

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% volumétrico vapori zado


HYSIM PETROX

Figura 3.13: Curvas ASTM D-86 do Diesel leve obtidas via HYSIM® e PETROX®.

Curvas ASTM D-86 do Diesel pesado

180

230

280

330

380

430

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% volumétrico vaporizado


HYSIM PETROX

Figura 3.14: Curvas ASTM D-86 do Diesel pesado obtidas via HYSIM® e PETROX®.



85

Fixando-se as vazões mássicas de produtos nos mesmos valores obtidos na simulação

em HYSIM®, foram obtidos produtos com qualidade similar através do uso da ferramenta

desenvolvida em PETROX®. Isso pode ser observado na comparação das curvas de destilação

ASTM D-86, bastante próximas. O produto de topo foi o que apresentou maior diferença em

termos de curva de destilação ASTM D-86, mostrando-se mais pesado na simulação em

PETROX®. Isto está relacionado com a elevação do perfil de temperaturas na seção de

fracionamento entre nafta pesada e querosene.

Os valores encontrados para as massas molares dos produtos também são muito

próximos. Atribuem-se às diferenças nos valores às diferenças nas curvas de destilação

ASTM D-86, uma vez que as correlações para o cálculo de massa molar dependem dessa

curvas. Diferentemente do PROCESS®, utilizado na simulação benchmark da torre de pré-

flash, o HYSIM®, considera o equilíbrio entre as fases aquosa e de hidrocarbonetos.

No capítulo 4 é feita a integração das simulações desenvolvidas para as torres de

pré-fracionamento e torre atmosférica e posteriormente aplicada a uma situação de operação

atual com o objetivo de ajustar e validar a ferramenta para reproduzir as condições

operacionais reais.



Capítulo 4

Simulação das condições operacionais atuais

Uma vez validada a simulação da UDA em ambiente PETROX® comparando-a com as

simulações em PROCESS® e HYSYM®, foi realizada a simulação desta unidade com base em

dados de operação da planta durante um intervalo de tempo de 4 horas no final do ano de

2005. A data foi escolhida em virtude da disponibilidade de análises laboratoriais completas

dos produtos da destilação, de modo que os resultados da simulação, no que tange a qualidade

dos produtos, (principalmente a destilação ASTM D-86) pudessem ser adequadamente

comparados aos dados experimentais.

4.1 Coleta de dados

Para iniciar a simulação da UDA nas condições de operação foi necessário determinar a

composição do petróleo que estava sendo processado no período de tempo do

acompanhamento. Em condições normais, uma refinaria processa petróleos oriundos de

diversos tanques, compondo uma mistura que é processada na destilação de acordo com um

planejamento de produção específico com o objetivo de atender a demanda do mercado por

derivados. Os parâmetros operacionais da unidade e, menos freqüentemente, a composição e

vazão da carga do processo podem ser alterados de forma a maximizar a produção de um

determinado derivado (comumente chamada de “campanha” do derivado).

Um tanque de petróleo, após ser praticamente esgotado, é novamente preenchido com

os petróleos que irão compor a carga da unidade de acordo com o planejamento da produção.

Apesar de ser drenado até seu limite, sempre haverá um lastro que será o petróleo residual da



87

nova mistura adicionada ao tanque, resíduo este que deve ser considerado para fins de

caracterização da mistura de petróleos processada.

Durante o período de análise, estava sendo processada na destilação uma mistura comdensidade API de 24,3 , proveniente de um único tanque e composto de três petróleos

principais com fração volumétrica totalizando aproximadamente 85% da mistura, sendo o

restante oriundo do lastro do tanque. Este percentual da mistura que aparece como lastro de

tanque, apesar de ter sua composição inferida em função de sucessivas diluições anteriores,

tende a ser um fator de erro na simulação como será discutido posteriormente. As informações

da composição do tanque foram obtidas na refinaria junto aos profissionais do setor

Planejamento de Produção.

Além dos compostos orgânicos, o petróleo contém certa fração de água e sais

dissolvidos, presentes mesmo após o processo de dessalgação. Essa fração, mesmo que em

pequena quantidade, deve ser considerada na simulação. Para emular a influência dessa

mistura de água e sais minerais, foi adicionada uma corrente de água ao blend de petróleo

processado. Em função da baixa concentração de sais na corrente aquosa e da impossibilidade

de determinação de sua composição, esses foram desconsiderados e a corrente foi tratada

como água pura.

De posse da composição estimada do petróleo que estava sendo processado, é

necessário se obter as medições de pressão e temperatura em diversos pontos da unidade de

destilação atmosférica, bem como as medições de vazão das correntes líquidas e gasosas, as

quais são alimentadas e produzidas no processo. Todas as medições do campo foram obtidas

através do Sistema Digital de Controle Distribuído (SDCD) da unidade, cujos dados eram

condicionados e apresentados de forma amigável ao usuário pelo software de

acompanhamento de processos Plant Information® (PI) da Osi Soft, de onde eram lidos os

valores das variáveis.

As análises laboratoriais da qualidade dos cortes da destilação foram conduzidas no

próprio laboratório da refinaria, segundo as normas de padronização de cada teste. Das

correntes líquidas leves (nafta leve não estabilizada, nafta pesada, querosene, diesel leve e

diesel pesado) foi obtida a curva de destilação ASTM D-86 e a d 20/4. Da corrente líquida

pesada, neste caso o resíduo atmosférico, foi realizada a destilação simulada porcromatografia gasosa, ASTM D-2887, além da densidade. A composição das correntes



88

gasosas dos topos de cada coluna, pré-fracionamento e atmosférica, foram obtidas por

cromatografia gasosa.

4.2 Simulação da Torre de Pré-Flash

A entrada de dados para a simulação da torre de pré-fracionamento da UDA inicia-se

pela caracterização do petróleo processado, baseado nas informações da fração volumétrica de

cada petróleo contido no tanque, obtida junto ao setor de planejamento de produção da

refinaria. Através do banco de dados de petróleos do PETROX®, foi realizada a mistura dos

petróleos e formação do blend , conforme descrito na seção 3.3.3. A composição do blend

formado é inferida através da técnica dos “pseudocomponentes”, devido à impossibilidade

prática de descobrir a composição exata da mistura de componentes que compõem o petróleo.

O método de caracterização do blend utilizado no simulador foi o de Twu, ou seja, na

previsão das propriedades críticas são utilizadas as correlações de Twu, o cálculo da massa

molar do petróleo utilizou o método API e para a conversão das curvas de destilação dos

petróleos foi utilizada o método de Edmister. Foram utilizados 48 cortes para as frações de

petróleos compreendidas até a temperatura de 430°C, 8 cortes até 650°C e 4 cortes até 870°C.

A simulação da torre de pré-fracionamento foi desenvolvida de modo similar àmetodologia utilizada na simulação das condições de projeto do revamp, porém o vaso

refervedor foi representado por um flash PT (pressão e temperatura definidas), possibilitando,

desse modo, a inserção direta da pressão e temperatura desse vaso, as quais são parâmetros

medidos na unidade. O condensador escolhido foi do tipo “parcial”, que opera com a fase

líquida na condição de saturação em equilíbrio com a corrente de gás combustível.

Os dados de operação da torre pré-fracionadora (pressões e temperaturas no topo e

fundo da coluna, razão de fluxo e vazões dos produtos de topo) também são variáveis medidas

na unidade, sendo desse modo conhecidas. Na Figura 4.1 é apresentada simplificadamente a

topologia do pré-fracionamento com as variáveis (dados de campo e laboratório) utilizadas na

simulação. A lista dos parâmetros com suas respectivas unidades são apresentadas na Tabela

4.1, Tabela 4.2 e Tabela 4.3.

Por simplificação, foram omitidos nesta figura bombas, válvulas, e demais acessórios

presentes na unidade. Os números apresentados dentro do vaso de topo, torre pré-fracionadora

e vaso refervedor representam os estágios teóricos da simulação.



89

Tabela 4.1: Parâmetros de processo utilizados na simulação da torre de pré-fracionamento

Ordem Parâmetro Valor Unidade

1 Temperatura do cru na entrada do refervedor 181,0 °C2 Vazão do cru 12455,5 m

3/d

3 Teor de água no cru 0,6 %

4 Pressão do vapor direto no refervedor 13,53 kgf/cm2

5 Temperatura do vapor direto no refervedor 290,0 °C6 Vazão do vapor “vivo” no refervedor 3,5 t/h7 Pressão do cru pré-fracionado na saída do refervedor 2,44 kgf/cm2

8 Temperatura do cru pré-fracionado na saída do refervedor 187,0 °C9 Pressão no condensador de topo 2 kgf/cm2

10 Pressão no topo da coluna (estágio teórico 2) 2,27 kgf/cm2

11 Temperatura no topo da coluna (estágio teórico 2) 120 °C

Figura 4.1: Fluxograma simplificado da coluna de Pré-Fracionamento

Tabela 4.2: Estimativas utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento


12 Vazão de gás combustível (*) 9953,0 m3/d

13 Vazão de água ácida 6639,5 kg/h

(*) A vazão de gás combustível, apesar de ser uma medição de campo, entra como uma

estimativa na simulação e é calculada por equilíbrio na corrente de topo nas condiçõesde pressão e temperatura do condensador.



90

Tabela 4.3: Especificações utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento


14 Temperatura no condensador de topo 37 °C15 Temperatura onde 90% de uma amostra de nafta leve não

estabilizada vaporiza pela análise ASTM D-86161,8 °C

16 Vazão de nafta leve não estabilizada 1114,2 m3/d17 Razão de refluxo de topo 0,59 -

As pressões apresentadas na Tabela 4.1 são expressas em termos absolutos. As vazões

volumétricas das correntes líquidas são referenciadas à d 20/4, já as correntes gasosas são

expressas na pressão de 1 atmosfera e temperatura de 20°C. Para uma comparação rigorosa

das vazões volumétricas deveria considerar cada produto com sua densidade, simulada e

medida na planta, iguais. Uma alternativa seria a transformação das vazões volumétricas em

mássicas através das densidades obtidas experimentalmente e através da simulação. Noentanto, esta alternativa implicaria em erros devido à imprecisão da medição de campo e das

correlações utilizadas pela simulação, de forma que optou-se por utilizar diretamente as

vazões volumétricas das correntes líquidas obtidas na planta.


A qualidade da nafta leve não estabilizada foi definida pela temperatura onde 90% em

volume de uma amostra do produto vaporizavam pela análise ASTM D-86 (T90%). Este

ponto foi escolhido em função do mesmo definir, segundo a especificação do produto, a

qualidade da nafta pesada. Ele também foi escolhido em virtude da dificuldade de

amostragem da nafta leve não estabilizada, pois parte dos componentes mais leves desta (C 3 e

C4, principalmente) se perdem durante a amostragem, o que acaba comprometendo, em maior

grau, os resultados da análise para as temperaturas correspondentes a percentuais vaporizados

da amostra inferiores a 30%.

A metodologia utilizada para especificação de algumas variáveis e flexibilização de

outras, de modo a zerar os graus de liberdade da simulação, está representada na Tabela 4.4.

No caso 1, a especificação da vazão de NLNE foi alimentada no simulador como um

parâmetro operacional, uma vez que não foi flexibilizada nenhuma outra variável.

Tabela 4.4: Metodologia utilizada nas simulações da torre pré-fracionadora

Caso de Estudo Especificação Variáveis flexibilizadas

Caso 1Vazão volumétrica de nafta leve não

estabilizada

Caso 2 Razão de refluxo

Vazão volumétrica de nafta leve não

estabilizada

Caso 3 T90% da nafta leve não estabilizadaVazão volumétrica de nafta leve não

estabilizada



91

A temperatura do condensador de topo era uma especificação comum a todos os casos

estudados, sendo que em cada caso era especificado alternativamente ou a razão de refluxo,

ou a vazão de nafta leve não estabilizada ou a T90% da nafta leve não estabilizada. Da mesma

forma, em todos os casos, a carga térmica no condensador é a outra variável flexibilizada.

A razão de refluxo de entrada no simulador é o quociente entre a vazão molar de líquido

de refluxo e todos os produtos efluentes pelo topo, exceto a corrente aquosa. Contudo, o valor

obtido experimentalmente na planta é a razão entre a vazão de refluxo e a produção de

hidrocarbonetos líquidos do condensador. Assim, a obtenção na simulação do valor exato da

razão de refluxo da planta real foi um processo iterativo, onde a razão de refluxo total era

alterada a fim de aproximar a vazão de refluxo líquida obtida no processo.

A Tabela 4.5 demonstra os resultados obtidos para o perfil de temperatura na torre

pré-fracionadora.

Tabela 4.5: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 1

Estágio Planta PETROX® Unidade

1 37,0 37,0 °C

2 120,2 153,8 °C

A Tabela 4.6 apresenta a comparação para os resultados de vazão de gás combustível,

nafta leve não estabilizada e cru pré-fracionado, razão de refluxo, e T90% da ASTM D-86

calculados pelo PETROX®.

Tabela 4.6: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora, caso 1

Parâmetro Planta PETROX® Unidade

Razão de Refluxo 0,59 0,16Vazão de Gás Combustível 9953 7884 m3/dVazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1117,4 m3/dT-90% da ASTM D-86 161,8 182,1 °C

Os resultados demonstram que, apesar da vazão de nafta leve não estabilizada ter

concordado com o dado de processo (por ter sido especificada na simulação), a razão de

refluxo calculada é bastante inferior a real.

A T90% da nafta leve não estabilizada calculada mostra um produto mais rico em

componentes pesados, o que indica um pior fracionamento na coluna em comparação aos

dados de planta, sendo este parâmetro dependente da razão de refluxo de topo. A Tabela 4.5

mostra uma razoável diferença na temperatura do topo da coluna, também indicando a

presença de compostos mais pesados.



92

O número de estágios teóricos de separação é outro fator que influencia no grau de

fracionamento; desse modo para verificar o efeito do número de estágios teóricos na

temperatura, produção e qualidade dos produtos de topo, mantiveram-se as condições acima e

foram feitas simulações para uma torre com 3, 5, 7, 11 e 13 estágios teóricos, conforme

ilustram os resultados da tabela Tabela 4.7.

Tabela 4.7: Verificação do efeito do número de estágios teóricos no desempenho da coluna, caso 1

N

deestágiosteóricos

Vazão de gás combustível(m3 /d x 10-3)

Razão derefluxo

Temperatura

no topo (

C)

Temperatura

no fundo (

C)

T-90% ASTM

D-86 (

C)

3 7,787 0,151 156,29 177,33 182,235 7,782 0,160 154,42 181,12 182,127 7,781 0,162 153,99 181,67 182,11

9 7,780 0,163 153,83 181,84 182,10

11 7,780 0,164 153,75 181,92 182,1013 7,780 0,164 153,71 181,96 182,10

Os dados em negrito são do caso base com nove estágios teóricos. Os resultados

mostram variações desprezíveis no desempenho da coluna frente à variação do número de

estágios teóricos. Visto que o projeto original desta coluna foi desenvolvido para processar

petróleos leves e que hoje se processa petróleos pesados, pode-se supor que a coluna está

superdimensionada para as condições atuais de operação, uma vez que ela opera com menor

quantidade de leves.

Com o objetivo de tentar reduzir as diferenças encontradas na simulação para a

temperatura de topo, vazão de gás combustível e destilação ASTM da nafta leve não

estabilizada, foi testada a especificação da razão de refluxo de topo da coluna para o valor

obtido na planta. Os resultados estão na Tabela 4.8.


Parâmetro Planta PETROX® Unidade

Razão de Refluxo 0,59 0,59Pressão no condensador de topo 1,03 1,03 kgf/cm2

Vazão de Gás Combustível 9953 11321 m3/d

Vazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 917,9 m3/d

T-90% da ASTM D-86 161,8 142,9 °C

As temperaturas na seção de topo para o caso 2 estão na Tabela 4.9.



1 37,0 37,0 °C

2 120,2 117,4 °C

De acordo com as temperaturas da seção de topo, os resultados apontam que a NLNE

está mais leve, atestado também pela análise ASTM D-86 desta corrente. A vazão de nafta



93

leve não estabilizada foi 17,6%, inferior à medida e a vazão de gás combustível 13,7%,

superior à medida.

Em uma simulação com o intuito de acompanhar o desempenho da unidade, torna-semais prática a especificação da razão de refluxo ou da produção de nafta leve, visto que são

variáveis de processo facilmente medidas. No entanto, para tentar aproximar a qualidade do

produto de topo - expressa pela T90% da ASTM D-86 - para um valor mais próximo do

medido em laboratório, foi testado o efeito da especificação da T90%. Os resultados estão na

Tabela 4.10.


Parâmetro Planta PETROX

®

UnidadeRazão de Refluxo 0,59 0,35

Vazão de Gás Combustível 9953 9243 m3/d

Vazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1026,5 m3/d

T-90% da ASTM D-86 161,8 161,8 °C

As temperaturas na seção de topo para o caso 3 estão na Tabela 4.11.



1 37,0 37,0 °C

2 120,2 132,3 °C

Os resultados mostram tanto para as temperaturas na seção de topo da coluna, quanto

para a razão de refluxo e vazões de produtos, valores intermediários entre aqueles obtidos

para o caso 1 e caso 2. A diferença na vazão de nafta leve foi de -7,9% e na de gás

combustível foi de -7,1%. A razão de refluxo apresentou diferença de -40%.

A Figura 4.2 mostra a comparação do resultado experimental da curva ASTM D-86 para

a nafta leve não estabilizada com o resultado obtido da simulação em PETROX ®, para o

caso 3.



94

ASTM D-86 da nafta leve ins tabilizada

-50,0

0,0

50,0

100,0

150,0

200,0

250,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)

T e m p e r a t u r a ( ° C )

Planta Petrox

Figura 4.2: ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada da planta e obtida pelo PETROX®

A diferença existente nos pontos inferiores a 30% pode ser explicada pela dificuldadede amostragem da corrente de nafta não estabilizada, que propicia a vaporização e

conseqüente perda da fração de leves, comprometendo os resultados do início da curva. Para

percentuais vaporizados superiores a 30%, as curvas apresentam pequenas diferenças, uma

vez que a T90% havia sido especificada nesta simulação. Segundo Kister (1999), diferenças

de temperatura de até 10°C são aceitáveis nos resultados de simulação para a destilação

ASTM D-86.

Para comparar o resultado da simulação para a corrente de cru pré-fracionado com os

dados de planta seria necessário dispor-se de uma curva de destilação experimental.

Entretanto, essa análise não se encontrava disponível para o cru pré-fracionado, motivo pelo

qual foi necessário reconstruir a PEV a partir das destilações dos produtos da torre

atmosférica, que serão apresentadas adiante.

As curvas PEV dos produtos da torre atmosférica foram obtidas pela interconversão das

curvas ASTM D-86 através do método de Daubert (1994) (RIAZI, 2005a). De posse das

curvas PEV dos produtos e da vazão volumétrica destes, o cru pré-fracionado era obtido

através da aditividade em base volumétrica para a fração vaporizada de cada produto a



95

temperaturas definidas. A fração vaporizada dos produtos para uma dada temperatura, quando

não obtidas diretamente, era encontrada através de interpolação linear para a temperatura

desejada. A curva de destilação PEV do RAT foi obtida a partir da interconversão da curva de

destilação ASTM D-2887 (destilação simulada), e posteriormente convertida para

ASTM D-86 através da correlação de Daubert (1994), procedimento esse que sabidamente

acarreta erros.

A Figura 4.3 mostra a curva de destilação PEV reconstruída a partir dos dados da planta

e a obtida pelo PETROX®. Houve variações desprezíveis nas curvas PEV obtidas pelo

simulador para as três especificações testadas, de forma que é apresentada apenas aquela

obtida para o caso 3.

PEV do cru pré-fracionado

0,0

100,0

200,0

300,0

400,0

500,0

600,0

700,0

800,0

900,0

1000,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)

T e m p e r a

t u r a ( ° C )

Planta Simulação

Figura 4.3: Curva PEV do cru pré-fracionado obtida pelo PETROX® em comparação à planta.

O simulador obteve resultados próximos até a temperatura onde 40% do cru

pré-fracionado vaporizava (aproximadamente 380°C), a partir da qual haviam menos pontos

medidos. Vale ressaltar que não é possível fazer uma análise rigorosa dos dados apresentados,

devido à existência de possíveis erros, tais como nos dados experimentais das curvas de

destilação, nos métodos de interconvesão destas curvas e na composição da carga alimentada

no PETROX

®

. Os valores utilizados para traçar as curvas são apresentados na Tabela 4.12.



96

A simulação da torre pré-fracionadora na qual foi especificada a T90% da nafta leve não

estabilizada será o ponto de partida para a simulação da torre atmosférica. Apesar desta não

ser a alternativa mais comum nas refinarias em virtude da disponibilidade desta análise no

processo não ser freqüente, foi a que obteve os menores erros para as vazões de produtos de

topo e para a razão de refluxo calculada. Além disto, esta simulação foi a que conduziu a

melhores resultados na torre fracionadora principal, como será discutido adiante.

Tabela 4.12: Dados para construção das Curvas PEV

% Vaporizado (v/v) Planta PETROX® Unidade

0 69,3 56,0 °C5 155,2 152,1 °C10 214,7 198,6 °C

20 286,6 264,4 °C30 331,7 323,4 °C40 372,5 379,3 °C50 415,9 432,0 °C60 460,1 483,0 °C70 503,3 536,5 °C

80 550,5 600,5 °C90 622,2 691,1 °C100 761,4 910,0 °C

4.3 Simulação da Torre Atmosférica

A carga da simulação da torre de destilação atmosférica é o produto líquido do vasorefervedor da torre de pré-flash, denominada de cru pré-fracionado, que, após aquecimento na

bateria de trocadores de calor, complementado por fornos, vem a ser carga desta torre. Este

vínculo torna esta simulação dependente dos resultados obtidos anteriormente, afetando

principalmente a nafta pesada, uma vez que a qualidade da separação entre esta e a nafta leve

não estabilizada é determinada no sistema de pré-fracionamento. O cenário escolhido para

prosseguimento do trabalho foi aquele que se especificou a qualidade da nafta leve não

estabilizada (T90% da ASTM D-86), que conforme discutido anteriormente, apresentou erros

distribuídos eqüitativamente entre as variáveis.

A simulação da destilação atmosférica foi muito simular àquela realizada na simulação

do projeto de revamp; contudo, em virtude da unidade estar operando durante o período

analisado com o objetivo de maximizar a produção de diesel, as correntes de diesel leve e de

querosene são retiradas sem ser retificadas, sendo a seguir misturadas à corrente de diesel

pesado para formar uma corrente chamada de diesel linha. A retificação destas correntes se

torna desnecessária, porque os leves retificados do diesel leve seriam igualmente incorporados

pelo querosene e os leves do querosene aumentam o rendimento de diesel linha, deixando-o



97

mais leve. Usualmente, na própria formulação do diesel produto é adicionada certa fração de

nafta pesada, a fim de se obter um diesel mais leve e com um teor de enxofre menor, mas sem

deixar de atender outras especificações que são afetadas, como o ponto de fulgor e a

viscosidade.

Uma simplificação em relação à operação da torre, é a não representação de

incondensáveis no condensador da torre, pois estes são decorrentes do sistema de controle de

pressão do topo, que injeta ou remove gás combustível a fim de ajustá-la. Na simulação, o

produto de topo obtido encontra-se no estado de líquido sub-resfriado, nas condições de

temperatura e pressão do condensador, não havendo assim nenhum vapor em equilíbrio neste

estágio.

Na Figura 4.4 a seguir é mostrada simplificadamente a topologia da torre atmosférica

com as variáveis (dados de campo e laboratório) utilizadas na simulação. A lista das variáveis

com seus respectivos valores e unidades estão na Tabela 4.13.

Tabela 4.13: Condições de operação utilizadas na simulação da torre atmosférica


1 Temperatura da carga após o forno 379,0 °C2 Pressão na zona de flash* 1,47 kgf/cm2

3 Temperatura na zona de flash 373,5 °C4 Pressão no condensador de topo* 1,03 kgf/cm2

5 Pressão no topo da coluna (estágio teórico 2)* 1,22 kgf/cm2

6 Temperatura no topo da coluna (estágio teórico 2) 125,0 °C

7 Temperatura no estágio de retirada de querosene 193,6 °C

8 Temperatura no estágio de retirada de diesel leve 260,6 °C

9 Temperatura no estágio de retirada de diesel pesado 323,7 °C

10 Temperatura de retorno do refluxo circulante de diesel pesado 152,0 °C11 Vazão de refluxo circulante de diesel pesado 2992,6 m

3/d

12 Temperatura no fundo da coluna (estágio teórico 17) 369,1 °C

14 Temperatura no condensador de topo (refluxo subresfriado) 34,4 °C

15 T90% da nafta pesada 145,2 °C

16 Vazão de nafta pesada 474,2 m

3

/d17 Vazão de querosene 1100,5 m3/d

18 Vazão de diesel leve 1685,0 m3/d

19 Vazão de diesel pesado 1556,4 m3/d

20 Vazão de RAT 6743,6 m3/d21 Razão de refluxo de topo 5,64 -22 Vazão de vapor de retificação 5690,0 kg/h

*As pressões estão em valores absolutos.



98

Nafta pesada

Querosene

Diesel leve

Diesel pesado

Resíduo

atmosférico (RAT)

1

2

3

2

10

11

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

113

4 14

1621

5

6

7

17

8

18

9

19

12

20

3

Cru pré-

fracionado

15

Vapor de retificação

22

Figura 4.4: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica no PETROX®

A vazão de água ácida efluente do vaso de topo da coluna (número treze na Figura 4.4)

não possuía medição no campo, sendo que seu valor é estimado a partir das vazões de vapor

de injeção no processo, e na simulação é calculado a partir do equilíbrio das fases líquidas no

condensador. Foram omitidos nesta figura bombas, válvulas e demais acessórios presentes na

unidade. Os números apresentados no interior do vaso de topo e torre atmosférica representam

os estágios teóricos da simulação

Diferentemente da simulação do projeto de revamp, o refluxo circulante foi definido

através da medição da vazão e da temperatura de retorno, que são obtidos diretamente dos

instrumentos existentes, ao invés da carga térmica, que seria uma medida indireta.



99

Devido a sua maior complexidade, a torre atmosférica requer um maior número de

dados de entrada, a fim de zerar os graus de liberdade oriundos da sua modelagem. Estando

definidas a vazão de carga da torre atmosférica, as variáveis para fechamento do balanço de

massa são obtidas através da informação das vazões dos produtos laterais conforme as

produções medidas, enquanto as vazões dos produtos de topo e fundo são variáveis utilizadas

internamente para fechar o balanço de massa.

O balanço de energia é resolvido com as entalpias das correntes de entrada e saída,

carga térmica no refluxo circulante e carga térmica no condensador. Uma vez que esta última

não é medida na planta (pois seria necessário conhecer a vazão de fluido de resfriamento e

temperatura de entrada e saída no condensador), a carga térmica é flexibilizada a fim de se

especificar a produção de nafta pesada, ou sua qualidade (T90%) ou a razão de refluxo.

Verifica-se que, para cada uma das três especificações utilizadas, os resultados da simulação

divergem entre si, sendo as divergências discutidas na seção 4.3.1.


Com o objetivo de reproduzir as condições de operação da unidade, foram propostos

três casos, em que se alterou a especificação mantendo-se em todos os casos a mesma variável

flexibilizada (carga térmica no condensador), conforme Tabela 4.14. Para cada variável

especificada será comparado com os resultados da planta o perfil de temperaturas, as vazões

dos produtos e a razão de refluxo, além das propriedades analisadas em laboratório (densidade

e curva ASTM D-86).

Tabela 4.14: Metodologia utilizada nas simulações da torre atmosférica

Caso de Estudo Especificação Valor Unidade

Caso 1 Vazão volumétrica de nafta pesada 474,2 m3/d

Caso 2 Razão de refluxo 5,64 Adimensional

Caso 3 T90% da nafta pesada 145,2 ºC

A Tabela 4.15 contém a comparação entre as especificações em cada caso e o seu valor

medido na planta. No caso 1, em que se pretende controlar a produção de nafta pesada, vê-se

que a razão de refluxo é maior que a verificada em planta, além de apresentar uma T90%

cerca de 5ºC menor que a experimental, mas ainda dentro de um erro aceitável. A proposição

do caso 2 busca corrigir o erro na razão de refluxo e, como conseqüência, a produção de nafta

pesada é elevada 28% acima da medida, aumentando-se também sua T90% numa faixa

tolerável. O caso 3, especificando-se a qualidade da nafta, ocorre uma redução do erro na



100

razão de refluxo em relação ao caso 1 e do erro na produção de nafta em relação ao caso 2,

apresentando assim resultados intermediários entre estes.

A dependência entre produção do produto de topo e a temperatura de corte deste pode

ser explicada, pois para uma dada carga de cru pré-fracionado e rendimentos dos produtos

laterais, os compostos que chegam ao topo praticamente não variam. Assim, nos casos

estudados, verificamos certo excesso de produto de topo, e, no momento que é definida a

produção de topo, a razão de refluxo fica acima da esperada. Por sua vez, caso especificada a

razão de refluxo, a produção de nafta aumenta.

Tabela 4.15: Comparação entre os resultados das principais variáveis especificadas

Variável Planta Caso 1 Caso 2 Caso 3 Unidade

Razão de refluxo 5,64 7,99 5,64 6,93 -Erro na Razão de refluxo - 41,8% * 23,0% -

Produção de Nafta Pesada 474,18 476,73 607,62 526,96 m3/d

Erro na vazão de nafta pesada - * 28,1% 11,1% -T90% ASTM D-86 da nafta pesada 145,2 140,0 160,4 145,2 ºCDiferença entre temperaturas - -5,2 15,2 * ºC

* variável especificada de cada caso

As vazões de cada produto, seus rendimentos volumétricos em relação à carga e as

densidades são apresentadas na Tabela 4.16. Os valores de vazão dos cortes laterais, isto é, do

querosene, diesel leve e diesel pesado estão ligeiramente diferentes das obtidas em planta,

pois a especificação do PETROX® de vazão volumétrica líquida é normalizada com base na

densidade d 15,6/15,6 enquanto a obtida em planta é normalizada com base na d 20/4. O

rendimento volumétrico é normalizado pela soma das correntes de produtos, uma vez que a

vazão de cru pré-fracionado medida na planta não permite um fechamento do balanço

material, sendo que o mesmo não ocorre para os valores simulados.

Tabela 4.16: Comparação entre vazões, rendimentos volumétricos e densidades

Produto Propriedade Planta Caso 1 Caso 2 Caso 3 Unidade

Vazão 474,18 476,73 607,62 526,96 m

3

/dRendimento 4,1% 4,2% 5,3% 4,6% % v/v Nafta Pesada

d 20/4 0,7500 0,7450 0,7551 0,7491 -

Vazão 1100,54 1105,11 1105,02 1105,08 m3/d

Rendimento 9,5% 9,7% 9,7% 9,7% % v/vQuerosene

d20/4 0,8183 0,8231 0,8296 0,8257 -

Vazão 1685,01 1691,13 1691,09 1691,11 m3/d

Rendimento 14,6% 14,8% 14,8% 14,8% % v/vDiesel Leve

d 20/4 0,8599 0,8671 0,8704 0,8684 -

Vazão 1556,38 1561,74 1561,73 1561,74 m3/d

Rendimento 13,5% 13,7% 13,7% 13,7% % v/vDiesel Pesado

d 20/4 0,8955 0,9027 0,9063 0,9041 -

Vazão 6743,61 6599,98 6469,20 6549,80 m3/d

Rendimento 58,3% 57,7% 56,6% 57,3% % v/vRAT.

d 20/4 0,9759 0,9657 0,9663 0,9659 -



101

O perfil de temperatura obtido nas simulações é comparado com os obtidos em

operação na Tabela 4.17, sendo que as medições da planta só contemplavam as panelas de

retiradas dos produtos laterais, a retirada de produto de fundo, além da temperatura do topo da

coluna, que é equivalente ao segundo estágio teórico. Na Figura 4.5, verificamos o

comportamento do perfil da torre medido e simulado.

Tabela 4.17: Comparação entre os perfis de temperatura e razão de refluxo simulados e medidos

Ponto de medição de temperaturaEstágioteórico

Planta Caso 1 Caso 2 Caso 3 Unidade

Condensador 1 34,4 34,4 34,4 34,4 ºC

Topo da coluna 125,0 116,3 127,5 120,8 ºCDiferença entre temperaturas

2- -8,7 2,5 -4,2 ºC

Panela de retirada de querosene 193,6 182,0 191,5 185,9 ºC

Diferença entre temperaturas

6

- -11,5 -2,0 -7,7 ºCPanela de retirada de diesel leve 260,6 246,1 250,8 248,0 ºCDiferença entre temperaturas

9- -14,5 -9,8 -12,6 ºC

Panela de retirada de diesel pesado 323,7 307,6 312,0 309,3 ºCDiferença entre temperaturas

11- -16,1 -11,7 -14,4 ºC

Retirada de residuo atmosférico 369,2 363,4 363,8 363,6 ºCDiferença entre temperaturas

17- -5,7 -5,3 -5,6 ºC

Podemos perceber que o perfil de temperaturas mostra grande dependência da razão de

refluxo e da produção de nafta pesada. A temperatura de topo nos casos em que as razões de

refluxo são maiores (casos 1 e 3) fica abaixo da experimental, enquanto, no caso 2, fica

levemente maior. Para as demais retiradas de produtos, vemos que todos os pontos

apresentam desvios para baixo em relação ao medido, mostrando que a torre simulada está

levemente mais fria em todos os casos.



102

Comparação Entre Perfis de Temperatura

1

3

5

7

9

11

13

15

17

0 50 100 150 200 250 300 350 400

Temperatura (C)

E s t á g i o

Planta Caso 1 Caso 2 Caso 3

Figura 4.5: Comparação entre o perfil de temperaturas medido e os simulados

Para verificarmos a influência das variáveis estudadas na qualidade dos produtos, é

apresentada da Figura 4.6 à Figura 4.10 a comparação entre a análise ASTM-D86 dos

produtos da torre atmosférica medida no campo e as obtidas pelo PETROX®.

As retiradas laterais apresentaram valores muito semelhantes para a análise ASTM D-86

obtida por simulação nos três casos, desta forma serão representados apenas os valores

referentes ao caso 3. Na Tabela 4.18 são apresentados os resultados dos pontos extremos da

destilação ASTM D-86 (T10% e T90%).

A definição de gap ou overlap aceita internacionalmente é a diferença entre as

temperaturas T5% do produto mais pesado e a T95% do produto mais leve da curva de

destilação ASTM D-86, para cortes subseqüentes em uma coluna de destilação atmosférica

(por exemplo, separação nafta pesada / querosene). Assim, caso ocorra o afastamento (gap)

ou a sobreposição (overlap) entre as curvas, o valor dessa diferença será positivo ou negativo,

respectivamente (WATKINS, 1973). Em razão da indisponibilidade de dados experimentais

destes pontos da curva para as correntes analisadas, optou-se pelas temperaturas T10% e

T90% para o cálculo do Gap ou Overlap.



103

Para análise do ponto final do diesel pesado foi adotada a T85%, uma vez que a T90% é

acima de 400ºC, que é o ponto final dos dados experimentais. A curva de destilação

ASTM D-86 do resíduo atmosférico foi obtida a partir da conversão da curva de destilação

simulada ASTM D-2887, utilizando-se a metodologia proposta por Daubert (1994). Através

da análise dos dados das curvas de destilação pode-se comparar a qualidade dos produtos

obtidos da simulação com os experimentais. As diferenças superiores a 10ºC na curva de

destilação ASTM D-86 são destacadas na Tabela 4.18.

Tabela 4.18: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 de cada produto e avaliação entre

o afastamente (Gap) e a sobreposição (Overlap) de cortes contíguos.

Produto Propriedade Medição Caso 1 Caso 2 Caso 3 Unidade

T 10% ASTM D-86 101,4 83,4 89,6 85,9 ºC Nafta Pesada

T 90% ASTM D-86 145,2 140,0 160,4 145,2 ºCGap/overlap (+/-) 39,8 33,3 23,1 32,2 ºC

T 10% ASTM D-86 185,0 173,3 183,5 177,4 ºCQuerosene

T 90% ASTM D-86 235,2 229,1 237,5 232,4 ºC

Gap/overlap (+/-) 16,9 9,4 6,5 8,2 ºC

T 10% ASTM D-86 252,1 238,5 244,0 240,6 ºCDiesel Leve

T 90% ASTM D-86 329,3 324,3 331,1 326,9 ºC

Gap/overlap (+/-) -47,7 -29,7 -31,5 -30,4 ºC

T 10% ASTM D-86 281,6 294,6 299,6

296,5

ºCDiesel Pesado

T 85% ASTM D-86 392,4 390,9 392,3 394,8 ºC

Gap/overlap (+/-) 49,6 4,5 4,8 1,4 ºC

T 10% ASTM D-86 442,0 395,4 397,1 396,1

ºCResíduo Atm.

T 90% ASTM D-86 699,3 699,4 701,4 700,2 ºC



104

ASTM D-86 da nafta pesada

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

160,0

180,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)


Planta Petrox

Figura 4.6: ASTM D-86 da nafta pesada da planta e obtida pelo PETROX®

ASTM D-86 do querosene

100,0

120,0

140,0

160,0

180,0

200,0

220,0

240,0

260,0

280,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)


Planta Petrox

Figura 4.7: ASTM D-86 do querosene da planta e obtida pelo PETROX®



105

ASTM D-86 do diesel leve

150,0

200,0

250,0

300,0

350,0

400,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)


Planta Petrox

Figura 4.8: ASTM D-86 do Diesel leve da planta e obtida pelo PETROX®

ASTM D-86 do diesel pesado

200,0

250,0

300,0

350,0

400,0

450,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)


Planta Petrox

Figura 4.9: ASTM D-86 do Diesel pesado da planta e obtida pelo PETROX®



106

ASTM D-86 do RAT

300,0

350,0

400,0

450,0

500,0

550,0

600,0

650,0

700,0

750,0

800,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)


Planta Petrox

Figura 4.10: ASTM D-86 do resíduo atmosférico da planta e obtida pelo PETROX®

A nafta pesada apresentou grandes divergências em relação a sua T10% em todos oscasos avaliados, o que pode ser originário da própria característica da fração leve do cru

pré-fracionado. Outra explicação para as divergências pode ser o erro experimental no início

da análise da destilação ASTM D-86, que por iniciar com a amostra à temperatura e pressão

ambiente, pode perder frações leves, aumentando suas temperaturas de vaporização no início

da curva. O T90% da nafta pesada, para o caso 2, foi maior devido a sua maior produção que

acaba deslocando parte dos leves do querosene para a corrente de topo.

Para os demais cortes, vê-se que as temperaturas finais se ajustam com a experimental

em todos os casos estudados. Quanto às temperaturas iniciais dos cortes laterais, nos casos de

razão de refluxo mais elevadas, casos 1 e 3, observa-se que essas são menores, estando este

fato ligado diretamente à redução de temperaturas em todos os estágios da torre em relação ao

da planta.

Apesar de em todos os casos a temperatura do estágio de retirada de diesel pesado

simulada ser inferior à medida, verifica-se que o valor simulado da T10% é superior ao obtido

experimentalmente. Estes dados, incluindo a observação de que a sobreposição (overlap)

entre as curvas do diesel leve e do diesel pesado experimental é maior que a simulada, aponta



107

para que a eficiência de separação real entre essas correntes seja menor do que a adotada nas

simulações. Isso é aceitável, tratando-se da região em que existe o refluxo circulante, onde

normalmente a eficiência é mais baixa (WATKINS, 1973).

A temperatura T10% do resíduo atmosférico também foi problemática em todos os

casos, enquanto que a T90% comportou-se satisfatoriamente. No entanto a comparação entre

estas curvas é prejudicada, em função das transformações que são realizadas na obtenção da

curva experimental. Vale ressaltar que a ASTM D-2887 é obtida por cromatografia, onde os

tempos de retenção na coluna são convertidos em temperaturas de ebulição, que após é

transformada na curva de destilação ASTM D-86.

No capítulo cinco, utilizando-se a ferramenta desenvolvida, será feita a previsão do

comportamento da unidade frente a uma mudança da carga prevista para um cenário futuro.



Capítulo 5

Simulação de condições operacionais futuras

Uma vez verificada que a simulação desenvolvida para a unidade de destilação

atmosférica é capaz de reproduzir as condições operacionais atuais, pode-se utilizar esta

ferramenta para se prever o comportamento da unidade industrial em outras situações. Neste

intuito, pode-se utilizá-la para avaliar o comportamento da unidade quando submetida a

cargas com características diferentes da atual, seu comportamento frente a alterações no perfil

de produção dos produtos ou ainda avaliar o seu desempenho quando submetida a mudanças

nas condições operacionais.

Desta forma, foi avaliado um cenário futuro onde a UDA é submetida a uma carga de

composição diferente, mas com vazão volumétrica igual a atual. Este novo blend de petróleo a

ser processado foi definido através do planejamento de produção que engloba todas as

refinarias do sistema Petrobras. Este planejamento busca otimizar o sistema como um todo,

definindo a carga de cada refinaria de modo a melhor aproveitar seu esquema de refino,

atendendo a demanda do mercado abastecido por esta unidade de negócio.

O período de avaliação é o compreendido entre os anos 2010 e 2015, sendo escolhido o

ano de 2013, pois a previsão é de que neste ano seja processada a carga mais pesada dentro do

período (20,9 °API). Com a carga mais pesada, poder-se-ia prever uma queda do rendimento

de derivados leves e médios que são os produtos de maior demanda no Brasil atualmente.

Desta maneira é importante prever o rendimento dos derivados obtidos através da UDA e

identificar a necessidade de possíveis modificações na unidade a fim de aumentar o

rendimento destes derivados.



109

Na Figura 5.1 é exposta a curva de destilação PEV do petróleo a ser processado

futuramente em comparação com o petróleo atual. Estas curvas são obtidas através do blend

realizado no simulador a partir da definição do elenco de petróleos processado. Podemos

visualizar que a curva do petróleo futuro é mais pesada que a atual, sendo esperado um

rendimento menor em destilados leves.

PEV do petróleo atual e futuro

-50,0

50,0

150,0

250,0

350,0

450,0

550,0

650,0

750,0

850,0

950,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizada (V/V)


PEV Futuro PEV Atual

Figura 5.1: Curvas PEV do petróleo atual e futuro

A simulação da unidade na condição futura foi realizada com base na ferramenta

desenvolvida no capítulo 4, sendo seus parâmetros de processo conservados como os atuais,

mas buscando especificar a T90% das curvas ASTM D-86 dos produtos da unidade de acordo

com os valores praticados atualmente. Algumas simplificações foram assumidas a fim de se

manter os parâmetros de operação iguais aos praticados na condição atual:

• a carga da unidade e o teor de água após a dessalgadora são as mesmas que as atuais,

considerando que a operação das dessalgadoras não é afetada pela alteração da

composição da carga;

• as condições de temperatura e pressão após as baterias de pré-aquecimento e do forno

atmosférico são as mesmas que as atuais, além de o forno ter folga na sua capacidade

para atender algum excedente de energia;

• a temperatura e a pressão do vaso refervedor da torre de pré-flash foram mantidas,

ficando a sua carga térmica em função destas variáveis e das características das suas

cargas;



110

• os condensadores de ambas as torres foram mantidos sob as mesmas condições de

temperatura e pressão;

•

as condições de temperatura e pressão dos vapores d’água são mantidas constante;

• a vazão e temperatura de retorno do refluxo circulante foram mantidas, uma vez que

esta atende as necessidades de pré-aquecimento do petróleo cru;

• os perfis de pressão nas colunas foram mantidos, desconsiderando-se o efeito da

diferença na perda de carga nos pratos, recheios e linhas de topo, relacionada à

alteração de vazões nestes.

Os parâmetros de processo que foram recalculados são descritos a seguir:

• a vazão de vapor de retificação de RAT do fundo da torre atmosférica é mantida na

mesma proporção com a vazão de RAT retificado;

• O vapor “vivo” injetado no vaso refervedor da pré-flash foi calculado de modo a

manter a mesma razão entre a vazão deste e de cru pré-fracionado.

Os graus de liberdade restantes na simulação são definidos especificando a qualidade

dos produtos flexibilizando-se a retirada de cada um deles, conforme Tabela 5.1.

Tabela 5.1: Especificações e variáveis flexibilizadas

Sistema Variável especificada Variável flexibilizada

T90% da NLNE Vazão de NLNETorre de pré-flash

Temperatura no condensadorCarga térmica no

condensador

T90% nafta pesadaCarga térmica no

condensador

T90% queroseneVazão de retirada de

querosene

T90% de diesel leveVazão de retirada de

diesel leve

Torre atmosférica

T90% de diesel pesadoVazão de retirada de

diesel pesado

5.1Torre de Pré-Flash

A torre de pré-flash foi simulada para a nova composição de carga com o objetivo de

manter a T90% da curva ASTM D-86 de ebulição da NLNE. Por se tratar de um blend de

petróleo mais pesado que o atual, a vaporização no vaso refervedor é menor, mesmo com uma

injeção maior de vapor “vivo”, resultando numa menor carga para a coluna que a praticada



111

atualmente. Os resultados dos principais parâmetros de processo para a torre de pré-

fracionamento são expostos na Tabela 5.2. Com a finalidade de comparação, são apresentados

os parâmetros de processo da planta atual, os resultados da simulação da condição futura e

também da simulação do caso atual em que a T90% ATSM D-86 da NLNE é especificada,

conforme descrito no capítulo 4.

Tabela 5.2: Condições de processo da planta e das simulações das condiçõesatuais e futuras da torre de pré-flash.

Parâmetro Planta SimulaçãoAtual

SimulaçãoFutura

Unidade

Razão de Refluxo 0,59 0,35 0,43Carga térmica Condensador - -9,04 -7,94 Gcal/hVazão de Gás Combustível 9,953 9,121 8,800 kNm

3/d

Vazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1026,5 776,88 m3/d

Vazão de Cru Pré-Fracionado 10915,8 11448,1 11650,5 m3/d

T-90% da ASTM D-86 161,8 161,8 161,8 °C

Como conseqüência do uso de um petróleo mais pesado, ocorre uma menor vaporização

no revervedor e obtemos uma produção de NLNE cerca de 30% menor que a atual. Já o gás

combustível apresenta uma vazão na simulação futura 7,5% menor que a medida na planta e

3,5% menor que na simulação atual. A carga térmica no condensador no caso futuro foi 12%

menor que na simulação do caso atual, demonstrando, neste caso, que o efeito da menor

produção dos produtos de topo foi maior que o aumento da razão de refluxo. O aumento darazão de refluxo é resultado da maior quantidade relativa de componentes pesados na corrente

que chega ao topo da torre. Em termos absolutos, a quantidade de matéria que chega ao topo é

menor e, mesmo com uma razão de refluxo maior, a vazão de refluxo do caso futuro é menor

que a simulação do caso atual.

Os valores de temperatura obtidos para a simulação são expostos na Tabela 5.3, e

demonstram o quanto a temperatura de topo é dependente da razão de refluxo para a obtenção

de produtos praticamente iguais.

Tabela 5.3: Valores das temperaturas medidos na planta e obtidos nas simulações das condições atuais e futurasda torre de pré-flash.

Estágio Planta SimulaçãoAtual

SimulaçãoFutura

Unidade

1 37,0 37,0 37,0 °C

2 120,2 132,3 128,4 °C

As curvas ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada (Figura 5.1) demonstram que o

produto líquido obtido no topo da torre de pré-flash apresenta diferenças muito pequenas

quanto à composição em relação ao produto obtido na simulação das condições atuais.



112

Novamente deve-se ressaltar que a diferença nos pontos iniciais das curvas simuladas para a

curva experimental é causada pela perda de leves da NLNE decorrente do procedimento de

amostragem.

ASTM D-86 para a NLNE

-50,0

0,0

50,0

100,0

150,0

200,0

250,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)

T e m

p e r a t u r a ( ° C )

Planta Simulação atual Simulação 2013

Figura 5.2: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta leve não estabilizada

5.2 Torre Atmosférica

A simulação da torre atmosférica é diretamente dependente do resultado da torre de

pré-fracionamento, sendo a composição e vazão de carga da torre atmosférica dependente das

condições de operação da torre de pré-fracionamento. Conforme mostrado na seção anterior, a

vazão de cru pré-fracionado será maior que a atualmente processada, mas conforme as

considerações assumidas, as condições de temperatura e pressão desta corrente na entrada da

torre foram assumidas como sendo as mesmas.

As especificações da simulação da torre atmosférica na condição futura foram definidas

de modo a obter os produtos laterais e de topo com a qualidade o mais próxima possível aos

obtidos atualmente, avaliando o impacto que a alteração da composição da carga possui nos

seus rendimentos e nas variáveis operacionais.

Na Tabela 5.4, é apresentado o efeito da carga futura sobre alguns dos parâmetros de

processo, sendo comparados os parâmetros de processo atuais da planta, os resultados da

simulação da condição futura e também com os resultados da simulação do caso atual em que

a T90% ATSM D-86 da nafta pesada é especificada (Caso 3 da seção 4.3).



113

Pode-se perceber que a razão de refluxo obtida para a situação futura é maior que a da

planta e da simulação atual, em virtude da necessidade de remover compostos pesados para a

nafta pesada que elevariam sua T90%. Apesar deste fato, a carga térmica no condensador é

menor, demonstrando que, neste caso, a influência da maior razão de refluxo foi menor que a

redução na produção de nafta pesada.

Tabela 5.4: Comparação entre as variáveis de processo da operação atual da planta com a simulação atual efutura.

Ponto de medição Planta SimulaçãoAtual

SimulaçãoFutura

Unidade

Razão de refluxo 5,64 6,93 7,77 -Carga térmica no condensador - -18,96 -17,42 Gcal/h

Carga térmica do refluxo circulante -10,94 -11,19 Gcal/h

Produção de nafta pesada 474,18 526,96 432,58 m3

/dT90% ASTM D-86 da nafta pesada 145,2 145,2 145,2 ºC

Na Tabela 5.5 são apresentadas a vazão, o rendimento em relação ao cru pré-fracionado

e a densidade de cada produto da torre atmosférica.

Tabela 5.5: Vazões volumétricas, rendimentos em relação ao cru pré-fracionado e densidade dos cortes da torreatmosférica

Corrente Propriedade Planta SimulaçãoAtual

SimulaçãoFutura

Unidade

Nafta Pesada Vazão 474,18 526,96 432,58 m3/d

Rendimento 4,1% 4,6% 3,7% % v/v

d 20/4 0,7500 0,7491 0,7366 -

Querosene Vazão 1100,54 1105,08 1008,39 m3/d

Rendimento 9,5% 9,7% 8,6% % v/v

d 20/4 0,8183 0,8257 0,8171 -

Diesel Leve Vazão 1685,01 1691,11 1835,65 m3/d

Rendimento 14,6% 14,8% 15,7% % v/v

d 20/4 0,8599 0,8684 0,8682 -

Diesel Pesado Vazão 1556,38 1561,74 1541,63 m3/d

Rendimento 13,5% 13,7% 13,2% % v/v

d 20/4 0,8955 0,9041 0,9089 -

RAT Vazão 6743,61 6549,80 6867,67 m3/d

Rendimento 58,3% 57,3% 58,7% % v/v

d 20/4 0,9759 0,9659 0,9957 -

Podemos perceber, através da Tabela 5.5, que os rendimentos dos cortes mais leves

(nafta pesada e querosene) foi menor que os obtidos na condição atual. No entanto o novo

blend de petróleo apresentou uma produção de diesel leve aproximadamente 10% maior e de

RAT cerca de 5% maior a simulação atual. As densidades da nafta pesada e do querosene

também são menores que a dos produtos atualmente obtidos, tanto em relação aos valores de

planta quanto em relação aos valores obtidos na simulação. Já para os demais produtos, as



114

densidades calculadas pela simulação futura foram maiores, apontando que o petróleo mais

pesado tende a tornar os seus produtos médios e de fundo mais densos.

O perfil de temperatura da torre é apresentado na Tabela 5.6, sendo a sua representação

gráfica exposta na Figura 5.3. Podemos perceber que os perfis simulados da situação futura e

atual se assemelham. As temperaturas dos estágios obtidas na simulação futura são um pouco

maior que as obtidas na condição atual, mesmo esse caso apresentando uma razão de refluxo

mais elevada. Assim como discutido na seção 4.3, a temperatura do estágio de retirada de

diesel pesado foi a que apresentou maiores divergências entre os pontos simulados e medidos

em planta.

Tabela 5.6: Perfil de temperaturas para a torre atmosférica comparando dados de planta com simulação atual e

futura

Ponto de mediçãoEstágioteórico

Planta Simulação AtualSimulação

Futura

Unidade

Condensador 1 34,4 34,4 34,4 ºCTopo da coluna 2 125,0 120,8 120,0 ºCDiferença entre temperaturas - -4,2 -5,0 ºC

Panela de retirada de querosene 6 193,6 185,9 186,4 ºC

Diferença entre temperaturas - -7,7 -7,2 ºC

Panela de retirada de diesel leve 9 260,6 248,0 250,7 ºC


Panela de retirada de diesel pesado 11 323,7 309,3 312,3 ºC


Retirada de residuo atmosférico 17 369,2 363,6 364,3 ºC




115

Perfis de Temperatura para as Diferentes Condições Simuladas

1

3

5

7

9

11

13

15

17

0 50 100 150 200 250 300 350 400

Temperatura (C)

E s t á g i o

Planta Simulação Futura Simulação Atual

Figura 5.3: Perfil de temperaturas da torre atmosférica comparando dados de planta com simulação atual e

futura

A curva de destilação dos produtos está ligada a sua composição, e o gap ou overlap

entre estas curvas para produtos adjacentes é indicativo de um melhor ou pior fracionamento,

respectivamente. A Tabela 5.7 mostra os pontos extremos das curvas ASTM D-86 e a

sobreposição ou afastamento entre estas. Podemos perceber que os produtos laterais e de topo

conseguiram ser especificados quanto aos seus pontos finais, ficando as diferenças dos pontos

iniciais dentro de uma faixa aceitável. Deve-se destacar que os problemas apresentados nos

pontos iniciais da nafta pesada e do diesel pesado apareceram tanto na simulação da condição

futura quanto na simulação da condição atual. O RAT apresentou uma curva de destilação

aparentemente mais leve, mesmo tendo uma densidade maior que a simulada para a condiçãoatual.

As curvas de destilação ASTM D-86 dos produtos são expostas nas figuras a seguir

(Figura 5.4 à Figura 5.8), comparando sempre a curva experimental, com a simulação atual e

futura.



116

Tabela 5.7: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 de cada produto e avaliação entreo afastamento (Gap) e a sobreposição (Overlap) de cortes contíguos

Produto Propriedade PlantaSimulação

AtualSimulação

FuturaUnidade

T 10% ASTM D-86 101,4 85,9 86,7 ºC

Nafta Pesada T 90% ASTM D-86 145,2 145,2 145,2 ºCGap/overlap (+/-) 39,8 32,2 33,5 ºC

T 10% ASTM D-86 185,0 177,4 178,7 ºCQuerosene

T 90% ASTM D-86 235,2 232,4 235,2 ºC

Gap/overlap (+/-) 16,9 8,2 9,4 ºC

T 10% ASTM D-86 252,1 240,6 244,6 ºCDiesel Leve

T 90% ASTM D-86 329,3 326,9 329,3 ºC

Gap/overlap (+/-) -47,7 -30,4 -30,1 ºC

T 10% ASTM D-86 281,6 296,5 299,2 ºCDiesel Pesado

T 85% ASTM D-86 392,4 394,8 392,4 ºC

Gap/overlap (+/-) 49,6 1,4 0,6 ºC

T 10% ASTM D-86 442,0 396,1 393,0 ºCRAT

T 90% ASTM D-86 699,3 700,2 692,0 ºC

ASTM D-86 para a Naf ta Pesada

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.0

120.0

140.0

160.0

180.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)



Figura 5.4: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta pesada



117

ASTM D-86 para o Querosene

100.0

120.0

140.0

160.0

180.0

200.0

220.0

240.0

260.0

280.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)



Figura 5.5: Curvas de destilação ASTM D-86 para o querosene.

ASTM D-86 para o Diesel Leve

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

400.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)



Figura 5.6: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel leve



118

ASTM D-86 para o Diesel Pesado

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

400.0

450.0

500.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)



Figura 5.7: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel pesado.

ASTM D-86 para o Resíduo Atmosférico

250.0

350.0

450.0

550.0

650.0

750.0

850.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% vaporizado (V/V)



Figura 5.8: Curvas de destilação ASTM D-86 para o resíduo atmosférico

Os resultados da simulação nas condições futuras de operação foram capazes de realizar

uma previsão dos novos rendimentos e propriedades dos produtos, apontando para um menor

rendimento de produtos leves e médios, com exceção do diesel leve. Assim, para garantir o

bom funcionamento da unidade, sugere-se uma avaliação mais detalhada da hidráulica da



119

torre, principalmente da seção de fundo da torre atmosférica, que terá sua vazão aumentada

(RAT).

O condensador de topo de ambas as colunas, mesmo com uma elevação na razão derefluxo, apresentou uma redução na sua carga térmica, possibilitando, eventualmente, uma

redução na sua temperatura a fim de aumentar a recuperação de GLP.

Outro aspecto que deve ser verificado é quanto ao sistema de recuperação de calor, que

pode ser otimizado, recuperando mais calor das correntes que sofrerão aumento de vazão,

principalmente do RAT, que possui maior disponibilidade de energia térmica, compensando a

menor vazão (e carga térmica) dos demais produtos.



Capítulo 6

Conclusão

6.1Considerações Finais

A simulação de processos tem apresentado utilização crescente tanto no ambiente

industrial, quanto acadêmico, seja para avaliações iniciais em projeto de unidades, avaliação

de desempenho de processos ou mesmo adquirir conhecimento do processo estudado. Foi com

foco nesse contexto que esse trabalho foi desenvolvido, objetivando desenvolver uma

ferramenta computacional para auxiliar os engenheiros de acompanhamento nas tarefas

cotidianas relacionadas à unidade de destilação atmosférica.

A ferramenta desenvolvida nesse trabalho foi capaz de representar satisfatoriamente os

resultados obtidos no ambiente industrial, sendo recomendado para avaliações usuais ao dia a

dia do engenheiro de acompanhamento. A aplicação da ferramenta para a previsão de

rendimentos em um cenário futuro mostrou que a mesma é adequada para avaliação de

rendimentos de produtos e condições operacionais da unidade.

As diferenças encontradas entre os resultados da simulação e os dados de planta podem

ser atribuídos à problemas referentes à caracterização da carga, principalmente na fração que

compõem o lastro do tanque de carga, a problemas relacionados à instrumentação, ou falta

dela, influência de distúrbios não medidos e simplificações inerentes à modelagem

matemática dos processos envolvidos.

Essas diferenças de maneira alguma comprometeram a confiabilidade da ferramenta,

sendo essas compatíveis com os erros esperados em qualquer metodologia de modelagem.



121

Outra conclusão relevante indica a aplicabilidade do simulador PETROX® para o

desenvolvimento de ferramentas de engenharia tão necessárias no ambiente industrial, sendo

seu desempenho compatível a ferramentas comerciais de simulação.

A ferramenta desenvolvida, no entanto, é apenas uma parte do resultado desse trabalho.

A metodologia desenvolvida constitui um roteiro que pode ser utilizado para o

desenvolvimento de futuras simulações, sendo explorado o impacto das principais variáveis

que influenciam no desempenho da simulação, sendo esta outro resultado importante do

trabalho.

6.2 Sugestões para trabalhos futuros

As simulações de processos estão cada vez mais presentes no dia a dia do engenheiro

químico. Nesse contexto de uso crescente, podem-se sugerir alguns desenvolvimentos futuros.

No campo de simulação de unidade de destilação, sugere-se a integração da torre de

destilação à vácuo, obtendo-se uma ferramenta completa para a avaliação da unidade.

Dispondo-se de uma simulação completa pode-se avaliar as interações entre as diferentes

correntes de processo.

Sugere-se também a utilização da ferramenta desenvolvida para a identificação de

gargalos operacionais da unidade, bem como a incorporação de análises referentes à

hidráulica da coluna e eficiência de separação dos pratos e recheios.

No esforço de reduzir os erros presentes no desenvolvimento da simulação sugere-se o

estudo de uma metodologia capaz de caracterizar o lastro do tanque, o que poderia minimizar

os erros decorrentes da caracterização da carga, bem como a aplicação de técnicas de

reconciliação de dados, possibilitando assim a identificação dos instrumentos que apresentam

os maiores erros de medição.



Capítulo 7

Referências Bibl iográficas

ABADIE, E. Processos de Refino, Apostila do Curso de Formação de Engenheiro de

Processamento de Petróleo, 2006

AGARWAL, R., LI, Y. K., SANTOLANNI, Q., SATYRO, M. A. e VIELER, A., Uncovering

the Realities of Simulation Part B, Chemical Engineering Process, Junho, 2001

BANKS, J. e GIBSON, R. R. Getting Started in Simulation Modeling, Automation

Associates, Inc. 1996

DAUBERT, T. E. e Danner, R. P., Eds. API Techinical Data Book – Petroleum Refining, 6

Ed., Washington DC, American Petroleum Institute, 1997

EDGAR, T. F. e HIMMELBLAU, D. M. Optimization of Chemical Process, McGraw-Hill, 2

Ed., 1989

FARAH. M. A. Cálculos Fundamentais em Engenharia de Processamento, 1 Ed.

Universidade Petrobras, Rio de Janeiro, Brasil, 2006

GORAK, A., KRASLAWSKI, A. e VOGELPOHL, A. The Simulation and Optimization of

Multicomponent Distillation. International Chemical Engineering V. 30 -1, Janeiro 1990

INDIO DO BRASIL, N. Destilação de Petróleo, Apostila do Curso de Formação de

Engenheiro de Processamento de Petróleo, 2005a



123

INDIO DO BRASIL, N. Dessalgação de Petróleo, Apostila do Curso de Formação de

Engenheiro de Processamento de Petróleo, 2005b

KISTER, H. Z. Distillation Design, 2 Ed., McGrawll-Hill, Nova Iorque, 1992

KISTER, H. Z. Practical Distillation Technology Seminar . CENPES, Rio de Janeiro, 1999

LOCKETT, M. J., Distillation Tray Fundamentals, 1 Ed., Cambridge, Cambridge University

Press, 1986

MORRIS, C. G., SIM, W. D. e VYSNIAUSKAS, T. Crude Tower Simulation on a Personal

Computer . Chemical Engineering Progress, Novembro 1988, 63-68

PELEGRINI, R. S. Desenvolvimento de um Simulador Genérico de Processos Dinâmicos,

Dissertação de Mestrado, DEQUI-UFRGS, Porto Alegre, 2003

RIAZI, M.R. Characterization and properties of petroleum fracitions, 1 Ed., American

Society for Testing and Materials (ASTM), West Conshohocken, Janeiro 2005

RIAZI, M.R. e ALADWANI, H.A. Some Guidelines for Choosing a Characterization Method

for Petroleum Fractions in Process Simulators, Chemical Engineering Research and

Desing, vol. 83 pg. 160-166, Fevereiro 2005

SOWELL, R. Why a simulation system doesn’t match the plant , Hydrocarbon Processing,

Março de 1998 102 107

Simulacao de Unidade de Destilacao

Text of Simulacao de Unidade de Destilacao

Manual de Simulacao Empresarial

5450 - Meta 8 2 Simulacao de impcatos de mudancas …

2 Simulacao Pedagogica Inicial

Relatório Final Simulacao Empresarial (Revisto).pdf

Aula 14-Simulacao Energia-S3E.pdf

ESTUDO TÉCNICO N.º 21/2013 - aplicacoes.mds.gov.braplicacoes.mds.gov.br/sagirmps/simulacao/estudos_tecnicos/pdf/56.pdf · Unidade Responsável ... [5]. Entre os exemplos ... cenários

0 DANIEL TAVEIRA OBERLAENDER - UFRJ/EQ/EPQBepqb.eq.ufrj.br/download/simulacao-e-otimizacao-de-uma-unidade-de... · Desidratação com TEG. 3. ... simulator Aspen HYSYS® 8.6 will

Simulacao Estocastica Financeira em GPU

ELEMENTOS FINITOS Alencar Simulacao Fraturamento

Resumo Simulacao

Simulacao conf chapas [modo de compatibilidade]

Aula01 - Destilacao McCabe

Prh13 analise-de-desempenho-de-colunas-de-destilacao

Destilacao ver 2_2

Destilacao extrativa

33 - Modelos Baseados Em Simulacao Monte Carlo - Dissertacao Var -Bruno_Maletta

VANESSA HENRIQUES DANTAS MODELAGEM E SIMULACAO DO …

Simulacao Caixa Jul 2011

Simulacao e Controle de Uma Upgn

Apostila de Simulacao

Modelagem e Simulacao de Calcinadores de Hidroxido

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO …epqb.eq.ufrj.br/download/simulacao-da-secao-de-sintese-de-uma... · RENATA CAROLINA CHINDA SIMULAÇÃO DA SEÇÃO DE SÍNTESE DE UMA UNIDADE

SIMULAÇÃO DE SISTEMA DE COMÉRCIO DE EMISSÕESmediadrawer.gvces.com.br/sce-simulacao/original/simulacao-regras-e... · GVces | Centro de Estudos em Sustentabilidade da FGV-EAESP

rev-10 tecnologistica simulacao reduz custo

Simulacao Calculo Prestacoes Juros Simples Compostos

- SIPREV.war - SIPREV-SIMULACAO.sql - SIPREV-SIMULACAO

IFFluminense - Planilha de Simulacao Do RSC

79754926 DESTILACAO Flash Balancos Na Binaria

326_Sistema de Comunicacao OPC Para Uma Coluna de Destilacao Piloto

Otimizacao de Um Trem de Destilacao

Documents

Simulacao de Unidade de Destilacao

Text of Simulacao de Unidade de Destilacao