absorção gasosa e permuta de calor

INSTITUTO SUPERIOR DE ENGENHARIA DA LISBOA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA QUÍMICA

SECÇÃO 10 – TECNOLOGIA INDUSTRIAL

Modelação e Simulação de Unidades Processuais

(Módulo 5) Absorção Gasosa e Permuta de Calor

Teodoro Trindade

Valério Palmeira

João Miguel Silva

Paulo Anastácio

Lisboa, Setembro 2004

ÍNDICE

Módulo 5 – Absorção Gasosa e Permuta de Calor Sumário e Objectivos do Módulo

1. Introdução à Absorção Gasosa 11.1. Absorção Gasosa em Contracorrente 11.2. Razão Mínima Líquido/Gás para Absorção 41.3. Absorção Gasosa em Cocorrente 51.4. Selecção do Solvente para a Absorção Gasosa 51.5. Regeneradores de Gás em Contracorrente 61.6. Integração da Absorção e da Regeneração 7

2. Absorção Gasosa, Parte Experimental 8

2.1. Enunciado do Problema 82.2. Sequência de Implementação no Simulador 82.3. Torres de Arrefecimento (exercício de aplicação) 10

3. Introdução à Permuta de Calor 13

3.1. Weighted Model 143.2. End Point Model 153.3. Steady State Rating Model 153.4. Especificações de Funcionamento dos Permutadores 16

4. Permuta de Calor, Parte Experimental 19

4.1. Enunciado do Problema 194.2. Sequência de Implementação no Simulador 194.3. Lavagem de Gases num Scrubber 23

5. Instalações de Processamento de Gases 26

5.1. Instalação de Gás Natural (integração energética) 265.2. Unidade de Despropanização 28

Sumário e Objectivos do Módulo: Neste módulo são abordadas (Capítulo 1) as principais questões relativas à simulação de unidades de absorção gasosa (scrubbers) e regeneradores (strippers), fazendo-se o desenvolvimento de exemplos concretos de implementação destas unidades (Capítulo 2). A transferência de calor, tendo como base permutadores de calor de corpo e tubular, é descrita por modelos numéricos cuja resolução respeita especificações de funcionamento (Capítulo 3). Aplicações experimentais dos conceitos de permuta de calor são também desenvolvidas (Capítulo 4), fazendo-se a associação às unidades de transferência de massa/calor apresentadas anteriormente (Capítulos 1 e 2). São apresentados exemplos, destinados a resolução autónoma pelos alunos, envolvendo manipulação de flowsheets de processo e integração energética (Capítulo 5).

Módulo 5 Absorção Gasosa e Permuta de Calor

1. Introdução à Absorção Gasosa A absorção gasosa (também conhecida como “scrubbing”) é uma operação na qual uma mistura gasosa entra em contacto com um líquido tendo como objectivo a dissolução preferencial na fase líquida de um ou mais componentes da mistura gasosa. Desta forma existirá transferência de massa de pelo menos um componente do gás (soluto), da fase gasosa para a fase líquida. O soluto assim transferido diz-se absorvido pelo líquido. Na desadsorção gasosa (ou “stipping”) a transferência de massa ocorre na direcção oposta, isto é, da fase líquida para a fase gasosa. Os princípios físico-químicos que regem ambos os sistemas são idênticos. Existem dois tipos de processos de absorção: i) a ABSORÇÃO FÍSICA, e ii) a ABSORÇÃO QUÍMICA, dependendo se existe ou não reacção química entre o soluto e o solvente (absorvente). Quando a água e hidrocarbonetos são usados como absorventes, geralmente não ocorrem reacções entre o absorvente e o soluto, e o processo é vulgarmente designado como absorção física. Quando hidróxido de sódio aquoso (uma base forte) é usado como absorvente para dissolver um gás ácido, a absorção é acompanhada por uma rápida e irreversível reacção de neutralização na fase líquida e o processo é referenciado como absorção química (ou absorção reactiva). Exemplos mais complexos de absorção química, são os processos de absorção do CO2 e H2S com soluções aquosas de monoetanolamina (MEA), dietanolamina (DEA), dietilenoglicol (DEG) ou trietilenoglicol (TEG), onde ocorre uma reacção química na fase líquida. As reacções químicas podem aumentar a taxa de absorção, a capacidade de absorção dos solventes e a selectividade (dissolvendo preferencialmente certos componentes do gás, eventualmente convertendo substâncias nocivas em compostos inofensivos). 1.1. Absorção Gasosa em Contracorrente No interior de uma coluna, a transferência de massa ocorre à medida que o soluto (composto A) é absorvido pelo líquido. A Figura 1 representa um sistema deste tipo, onde y é a fracção molar de soluto A na fase gasosa, x a fracção molar de soluto A na fase líquida, G o caudal molar total da corrente gasosa (kmol/m2•s), e L o caudal molar total da corrente líquida (kmol/m2•s). Os produtos dos parâmetros G y e L x são os caudais molares de A no gás e no líquido respectivamente (kmol/m2•s) em qualquer ponto da coluna. As quantidades L e x (para o líquido) e G e y (para o gás) variam continuamente à medida que se movem ao longo da coluna, uma vez que o componente A está a ser permanentemente transferido da fase gasosa para a fase líquida. Assim, ao subir pela coluna, existe uma diminuição do caudal total de gás devido à redução da concentração de A na fase gasosa (G1 > G > G2 e y1 > y > y2). Ao mesmo tempo, a fase líquida

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ao descer pela coluna, aumenta o seu caudal devido ao aumento da concentração de A na fase líquida (L1 > L > L2 e x1 > x > x2). Em sistemas diluídos, o conteúdo de soluto é pequeno relativamente aos inertes não solúveis e líquido não volátil. Nestas situações podemos assumir que G = G1 = G2 = CONSTANTE e L = L1 = L2 = CONSTANTE.

Figura 1. Diagrama de escoamento numa

coluna de absorção em contracorrente. As relações entre estas variáveis L, x, G e y correspondem à equação da LINHA OPERATÓRIA. Esta equação é obtida através de um balanço de massa efectuado a uma secção da coluna (ENVELOPE 1). Deste modo, em estado estacionário (ENTRA = SAI) :

G y + L1 x1 = L x + G1 y1

Usando os pressupostos de sistemas diluídos, podemos simplificar a equação para obter:

G y = L x + G y1 − L x1

y = ⎝⎜⎛

⎠⎟⎞

L G x + ⎝

⎜⎛

⎠⎟⎞

G y1 − L x1

G

Uma vez que L e G se supõem como aproximadamente constantes, a linha operatória é uma recta na forma y = m x + c, com o declive dado por L/G (razão líquido/gás). A recta operatória liga dois pontos, o ponto 1 (x1,y1) representa as condições na base da coluna, e o ponto 2 (x2,y2) representa as condições no topo da coluna (Figura 1). Para soluções diluídas, a LINHA DE EQUILÍBRIO de solubilidade é também uma recta, representada pela LEI DE HENRY (y = m x), onde m é a constante da lei de Henry (Quadro 1). Quando estas duas linhas são traçadas num sistema de eixos coordenados representando as fracções molares do soluto, obtém-se o apresentado na Figura 2. Qualquer ponto P (x,y) na recta operatória representa o contacto gás-líquido para o qual é possível efectuar uma avaliação usando a denominada teoria dos dois filmes. Quanto maior for a distância entre a recta operatória e a linha de equilíbrio, maior será a diferença de concentrações para a transferência de massa, e portanto, mais fácil será a separação. Note que a linha operatória está sempre colocada acima da linha de equilíbrio.

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Quadro 1. Valores da constante da Lei de Henry (sistemas aquosos) para vários gases em função da temperatura.1

TEMPERATURA 0ºC 10ºC 20ºC 30ºC 40ºC

CO2 0,0728 0,104 0,142 0,186 0,233 CO 3,52 4,42 5,36 6,20 6,96

C2H6 1,26 1,89 2,63 3,42 4,23 C2H4 0,552 0,768 1,02 1,27 —

He 12,9 12,6 12,5 12,4 12,1 H2 5,79 6,36 6,83 7,29 7,51

H2S 0,0268 0,0367 0,0483 0,0609 0,0745 CH4 2,24 2,97 3,76 4,49 5,20 N2 5,29 6,68 8,04 9,24 10,4 O2 2,55 3,27 4,01 4,75 5,35

Figura 2. Representação gráfica da recta operatória

e da linha de equilíbrio de solubilidade. Na análise de sistemas de absorção gasosa, é fundamental conhecer o caudal mínimo de liquido que pode ser usado para uma dada separação, ou seja, para remover uma certa quantidade de soluto de um gás. Isto é conhecido como a RAZÃO MÍNIMA LÍQUIDO/GÁS.

1 Adaptado de "Transport Processes and Unit Operations", 3rd Ed., C.J. Geankoplis, pp.884

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1.2. Razão Mínima Líquido/Gás para Absorção À entrada da coluna, o gás possui uma fracção molar de soluto igual a y1, a qual é reduzida até y2 na saída. Através de um balanço de massa ao soluto no gás, determina-se a quantidade a remover como igual a G (y1 − y2). A quantidade mínima de líquido (LMIN) que pode remover essa quantidade de soluto (G (y1 − y2)), é designada por caudal mínimo de líquido, vulgarmente expressa em termos da razão líquido/gás (LMIN/G).

Figura 3. Determinação gráfica da razão mínima

líquido/gás para sistemas de absorção. A compreensão do efeito da redução do caudal de líquido requer a análise da equação da recta operatória (Figura 3). As condições no topo da coluna (PONTO D) são normalmente conhecidas (x2 é a fracção molar do líquido à entrada, e y2 a fracção molar do gás à saída). Deste modo o PONTO D é fixo. A fracção molar de gás na entrada y1 também é conhecida mas a fracção molar do soluto no líquido à saída x1 depende obviamente do caudal de líquido utilizado. Para a mesma quantidade de soluto a remover, usando uma grande quantidade de líquido, resultará num pequeno valor para x1 (e vice-versa). Então, quando o caudal de líquido varia, as condições na base da coluna variam ao longo da linha horizontal y1 (Figura 3). Atendendo a que a linha operatória possui um declive dado pela razão L/G, a redução do caudal de líquido significa que o declive da recta operatória diminui e aumenta a concentração do soluto à saída (x1). Portanto a linha operatória roda em torno do PONTO D à medida que o L diminui, isto é, da linha DE para DF (Figura 3). Note-se que a recta operatória se moveu para mais perto da curva de equilíbrio. Quando isto acontece a “driving force” para a transferência de massa é menor, isto é, o processo de absorção torna-se mais difícil. No PONTO M, a recta operatória intersecta a linha de equilíbrio, e estamos perante uma situação de gradiente de concentração nulo. Neste ponto, não se pode reduzir mais o caudal de líquido. Portanto, o caudal de líquido neste ponto do equilíbrio é conhecido como o caudal mínimo de líquido (LMIN), ao qual corresponde a máxima concentração de soluto no líquido de saída (x1MAX). Nesta situação, a quantidade mínima de líquido (LMIN) necessária à separação (a gradiente nulo), corresponde a uma coluna de altura infinita (número infinito de pratos ou altura de enchimento). O caudal mínimo de líquido (LMIN) pode ser calculado gráfica ou analiticamente, a partir do declive da recta operatória (declive = LMIN/G).

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LMIN G =

y1 − y2 x1MAX − x2

O caudal de líquido a utilizar é usualmente especificado como um múltiplo do caudal mínimo de líquido. Se o caudal de liquido necessário a uma dada absorção é inicialmente desconhecido, uma das primeiras tarefas a efectuar é o cálculo do caudal mínimo de líquido. Note que o valor de x1MAX pode ser calculado usando a Lei de Henry, pois trata-se de um valor sobre a recta de equilíbrio com ordenada igual a y1, ou seja, x1MAX = y1/m, sendo m a constante da Lei de Henry. 1.3. Absorção Gasosa em Cocorrente Este modo de operação é raramente utilizado, limitando-se praticamente às situações onde é aplicável o transporte pneumático do líquido. Os pontos relevantes a considerar neste modo de operação são os seguintes: i) a linha operatória tem um declive negativo, ii) não existe razão mínima líquido/gás, e iii) para produzir na saída, correntes de líquido e gás em equilíbrio (xE,yE), coincidentes com a curva de equilíbrio, deve ser usada uma coluna infinitamente grande. A operação em cocorrente é menos eficiente na transferência de massa do que a operação em contracorrente.

Figura 4. Diagrama operatório de um sistema de absorção

em coluna funcionando em cocorrente. 1.4. Selecção do Solvente para a Absorção Gasosa Se o objectivo principal da operação de absorção é a produção de uma solução específica (como por exemplo na manufactura de ácido clorídrico), o solvente é especificado pela natureza do produto, isto é, a água é o solvente no exemplo apresentado. Por outro lado, se o principal objectivo é a remoção de alguns componentes (impurezas) do gás, a selecção e escolha do solvente é vulgarmente possível.

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Alguns dos factores a considerar nesta selecção, são apresentados seguidamente.

1. SOLUBILIDADE NO LÍQUIDO: A solubilidade do soluto no líquido deve ser elevada, aumentando assim a taxa de absorção e baixando a quantidade de solvente necessário. Geralmente um solvente com uma natureza química semelhante à do soluto a absorver deve produzir boa solubilidade. A reacção química do solvente com o soluto também resulta frequentemente numa solubilidade muito elevada do gás, mas se o solvente necessitar de ser recuperado para reutilização, a reacção deve obrigatoriamente ser reversível. Por exemplo, o H2S pode ser removido de misturas gasosas usando soluções de aminas uma vez que o gás é rapidamente absorvido a baixas temperaturas e facilmente separado (stripped) a temperaturas mais elevadas. A soda cáustica absorve H2S de forma excelente mas não o liberta na operação de stripping.

2. VOLATILIDADE: O solvente deve possuir uma baixa pressão de vapor para reduzir as perdas de solvente no gás de exaustão da coluna de absorção.

3. VISCOSIDADE: Baixas viscosidades são preferíveis por razões de rápidas taxas de absorção, características de escoamento melhoradas em colunas de enchimento, baixas quedas de pressão em bombagem e propriedades mais favoráveis na transferência de calor.

4. CORROSIVIDADE: Os materiais de construção necessários para o equipamento não deverão ser pouco vulgares ou excessivamente caros.

5. CUSTO: O solvente deve ser barato, de modo que as perdas no processo não constituam grandes encargos e possam ser rapidamente repostas.

6. OUTRAS: O solvente não deve ser tóxico, não deve ser inflamável e deve possuir elevada estabilidade química.

1.5. Regeneradores de Gás em Contracorrente As unidades de regeneração (stripping), são usadas para a transferência de massa da fase líquida para a fase gasosa. A análise ao seu comportamento é muito semelhante à absorção gasosa (scubbing), com a principal diferença no facto da sua recta operatória se situar abaixo da curva de equilíbrio (Figura 5).

Figura 5. Representação gráfica da recta operatória

e da linha de equilíbrio de solubilidade.

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1.6. Integração da Absorção e da Regeneração Na prática, os absorvedores (scrubbers) e os regeneradores (strippers) estão vulgarmente ligados, com um regenerador servindo vários absorvedores. Em geral, num absorvedor a pressão operatória deve ser elevada e a temperatura baixa, de modo a minimizar o número de andares necessários e/ou caudal de solvente e baixar o volume do equipamento necessário para processar o caudal de gás. Infelizmente, tanto a compressão como a refrigeração do gás são caros. Portanto, a maior parte dos absorvedores são operados à pressão da alimentação, a qual pode ser somente ligeiramente superior à pressão atmosférica. A temperatura de funcionamento deve ser mantida baixa, mas nunca tão baixa que provoque a condensação do gás ou vapor de alimentação.

Figura 6. Sistema típico de tratamento com aminas em refinarias,

com um absorvedor (scrubber) e um regenerador (stripper). No processo apresentado na Figura 6, o H2S é removido do gás de alimentação (sour gas) por contacto com aminas liquidas (DEA e/ou MEA) num absorvedor em contracorrente. O gás abandona o absorvedor com o H2S removido (sweet gas). A solução de amina (lean amine) entra na coluna pelo topo e sai pela base, rica em H2S (rich amine), alimentando posteriormente o regenerador. Neste tem lugar o processo oposto onde H2S é removido da corrente de amina numa coluna em contracorrente. A corrente de amina à saída do regenerador é enviada de novo para o absorvedor (lean amine). Desta forma, o processo completo decorre essencialmente num ciclo fechado. Note que neste caso, o líquido que entra no absorvedor não é puro, isto é, x2 não é igual a zero, pois ele pode conter na amina de alimentação, traços de H2S não removidos no stripper.

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2. Absorção Gasosa, Parte Experimental 2.1. Enunciado do Problema Uma fábrica de champô, necessita produzir dodecil sulfonato de sódio (componente activo do champô). Uma das matérias primas do processo é o dodeceno (C12H26), contendo 3 % em massa de benzeno (C6H6). Identificou-se que o benzeno age como contaminante, formando o dodecilbenzeno sulfonato de sódio (detergente). Para que o champô não seja excessivamente contaminado com detergente é necessário baixar a concentração de benzeno na matéria prima para 0,01 % em massa. Mediante o equipamento disponível, a equipa de engenharia de processos chegou à conclusão que o sistema mais favorável para a eliminação do benzeno, era a absorção deste numa corrente de ar. O equipamento a utilizar para a remoção do benzeno é composto por uma coluna de contacto (stripper) com 5 pratos, um compressor (ventilador) e um arrefecedor. O esquema desta operação está representado na figura seguinte.

Figura 7. Diagrama do processo de remoção do benzeno.

Considere como base de cálculo o tratamento de 500 kg/h de dodeceno (com 3 % de benzeno) à pressão de 4 atm. O ar atmosférico encontra-se em média a 20ºC. A coluna funciona em contracorrente e possui uma queda de pressão, entre a base e o topo, de 101,3 kPa (1 atm). Por questões técnicas, a temperatura máxima do ar à entrada da coluna é de 50ºC. 2.2. Sequência de Implementação no Simulador Descrevem-se seguidamente as principais etapas para implementação da unidade de absorção no simulador de processos. 1. Crie um novo caso no simulador, adicione-lhe as substâncias químicas envolvidas no processo

(C12H26, C6H6 e Ar) e especifique como Property Package para o sistema a equação GCEOS. No PFD construa o layout apresentado na Figura 7.

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2. Especifique as características das correntes de alimentação do processo (corrente Ar e corrente Dodeceno+Benzeno), de acordo com as indicações do enunciado. Atribua um caudal mássico de ar (corrente Ar) igual ao da solução de dodeceno (500 kg/h), e uma pressão de 4 atm no topo da coluna.

3. Comece por verificar a influência da temperatura na eficiência do processo. Utilize a função

lógica SET para ajustar à mesma temperatura as duas correntes de entrada na coluna. Registe no quadro seguinte os valores de percentagem mássica de benzeno na corrente de Dodeceno à saída da coluna.

TEMPERATURA (ºC) 50 40 30 20 10

DODECENO (% C6)

4. Para a temperatura mais favorável (determinada no ponto anterior), faça um estudo idêntico

para a pressão de funcionamento da coluna. Registe os resultados obtidos de percentagem mássica de benzeno na corrente de Dodeceno à saída da coluna.

PTOPO / PBASE (atm) 4 / 5 3 / 4 2 / 3 1 / 2

DODECENO (% C6)

5. Utilizando as condições de pressão e temperatura mais favoráveis, determine o caudal mínimo

de ar necessário para reduzir a fracção de benzeno até ao valor máximo de 0,01 % (massa) na corrente dodeceno, à saída da coluna. Sugere-se a utilização da função lógica ADJUST para variar o caudal da corrente Ar até se alcançar o valor pretendido na corrente líquida à saída da coluna (corrente dodeceno).

6. Supondo que a matéria prima fornecida semanalmente pode apresentar variações na fracção

mássica de benzeno entre 2 e 4,5 %, apresente graficamente o caudal de ar necessário para baixar a fracção de benzeno para o valor pretendido. Apresente o mesmo estudo no que diz respeito aos valores energéticos gastos no compressor e arrefecedor.

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Caudal de Alimentação da Coluna: ___500 kg/h

Temperatura das Alimentações: ______°C Número de Pratos da Coluna: ______

Pressão no Topo da Coluna: ______ atm Pressão na Base da Coluna: ______ atm

Benzeno na Alimentação

(% massa ) 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5

Caudal Mínimo de Ar ( kg/h )

Consumo no Compressor ( kW )

Consumo no Arrefecedor ( kW )

500

600

700

800

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0% BENZENO (ALIMENTAÇÃO)

CAUD

AL D

E AR

(kg/

h)

13

14

15

16

17

18

19

20

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0% BENZENO (ALIMENTAÇÃO)

COM

PRES

SOR

(kW

)

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

ARRE

FECE

DOR

(kW

)

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2.3. Torres de Arrefecimento (exercício de aplicação) Os sistemas de absorção gás/líquido, genericamente desenvolvidos para a transferência de massa, podem também ser usados com o objectivo de transferir calor, em particular por transferência de calor da fase líquida para a fase gasosa. Suponhamos que uma dada instalação industrial utiliza água como fluido de arrefecimento nos seus permutadores de calor. Desta operação resulta uma corrente (corrente 1) com 50 kmol/h a 50ºC e 2 atm. De forma a que a água possa ser reutilizada no sistema de permutadores de calor, é necessário arrefecê-la até à temperatura de 25ºC.

Figura 8. Diagrama da torre de arrefecimento.

O sistema de arrefecimento da água para reutilização é composto por uma torre de arrefecimento (absorvedor) atmosférica à qual são alimentadas pelo topo a água quente (50ºC), e pela base ar atmosférico a 20ºC e 1 atm (corrente 2). 1. Crie um ficheiro (.hsc), introduza as duas substâncias (água e ar), e seleccione como Property

Package a equação UNIQUAC. 2. Implemente no PFD uma torre de arrefecimento atmosférica (Absorber), como a representada

na Figura 8. Defina as características da corrente de água quente, corrente 1 (50 kmol/h, 1 atm e 50ºC). Defina as características conhecidas da corrente de ar, corrente 2 (1 atm e 20ºC).

3. Atribua um valor ao caudal da corrente de ar (corrente 2) de modo a que os cálculos do

modelo numérico da coluna de 10 pratos convirjam (experimente utilizar, por exemplo, 10 kmol/h). Introduza uma unidade lógica ADJUST para regular o caudal da corrente de ar (corrente 2), de modo que a temperatura do efluente líquido da coluna (corrente 4), seja de 25ºC.

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4. Estude a influência do número de pratos da coluna no caudal de ar necessário para o

arrefecimento da água até aos 25ºC (corrente 4). Interprete os resultados obtidos.

Nº Pratos 2 5 10 20 40

Caudal de Ar ( kmol/h )

5. Para uma coluna com 10 pratos teóricos, analise a influência da temperatura pretendida para a

água à saída da torre (corrente 4) no caudal de ar necessário (corrente 2). O valor pretendido para a temperatura da corrente 4 é definido como o target value da unidade ADJUST. Eventualmente terá de alterar os valores dos limites superior e inferior do intervalo de pesquisa da unidade lógica. Interprete os resultados obtidos.

T4 (ºC) 10 20 30 40

Caudal de Ar (kmol/h)

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3. Introdução à Permuta de Calor No simulador, a rotina de cálculo dos permutadores de calor (“Heat Exchanger”) permite efectuar os balanços de massa e energia na transferência de calor entre duas correntes, uma quente que se pretende arrefecer e uma fria que vai aquecer. Esta unidade é muito flexível, podendo os referidos balanços de massa e energia para as duas correntes ser explicitados em relação à temperatura, pressão, fluxos de calor, caudais das correntes ou o produto UA.

Para se instalar no PFD um permutador de calor é necessário preencher a página “Connections” do “Design”, fornecendo o nome da operação e o nome das correntes de entrada e saída do corpo (“shell”) e do tubular (“tube”) do permutador. Na página “Parameters” é possível escolher um de três modelos de cálculo para a transferência de calor (“Weighted”, “Endpoint” ou “Steady State Rating”). Os modelos “Weighted” e “Endpoint” são usados exclusivamente em cálculos no estado estacionário. De forma semelhante ao que existe para as colunas de destilação, no cálculo dos permutadores de calor com os modelos “Weighted” e “Endpoint” podem ser implementadas especificações, por exemplo, para determinar o coeficiente global de transferência de calor, UA. Com o modelo “Steady State Rating” é possível introduzir informação detalhada relativa à geometria e configuração do permutador de calor. Com base nestes parâmetros o simulador pode calcular a queda de pressão ao longo do permutador assim como o coeficiente global de transferência de calor, UA.

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3.1. Weighted Model Neste modelo de cálculo, as curvas de aquecimento e arrefecimento ao longo do permutador, são divididas em intervalos, cada um dos quais permuta energia individualmente. A LMTD (média logarítmica da diferença de temperaturas) e o UA (produto entre o coeficiente global de transferência de calor e a área total disponível para a transferência de calor), são calculados para cada intervalo da curva de aquecimento (e arrefecimento), sendo somados para determinar o coeficiente global do permutador. Na rotina de cálculo, o modelo “Weighted” está disponível somente para permutadores funcionando em contracorrente.

CAMPO DESCRIÇÃO

Heat Loss/Leak É possível especificar a existência de perdas de calor (ou fugas de calor) para o exterior através de botões “radio”. Por default a opção “NONE” está seleccionada. As outras duas opções incorporam perdas de calor/fugas de calor: EXTREMES – no lado quente, o calor é considerado perdido (“lost”) onde a temperatura é mais elevada. Essencialmente o topo da curva de aquecimento é removido para contabilizar as perdas/fugas de calor. Este é o pior cenário possível. No lado frio, o calor é absorvido onde a temperatura é mais baixa. PROPORTIONAL – a perda de calor é distribuída por todos os intervalos.

Tubeside and Shellside Delta P

A queda de pressão (DP) no lado do corpo e no lado do tubular do permutador pode ser aqui especificada. Caso não sejam especificados os valores de DP, o simulador calcula-os a partir das pressões introduzidas para as correntes de entrada e saída.

UA Este é o produto entre o coeficiente global de transferência de calor (U) e a área total disponível para a transferência de calor (A). O calor transferido (Q) é proporcional à média logarítmica da diferença de temperaturas (LMTD), onde UA é o factor de proporcionalidade. O valor de UA pode ser especificado ou calculado pelo simulador.

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3.2. End Point Model Neste modelo é calculado um LMTD e um UA simples a partir das condições impostas para as correntes de entrada e saída. Para problemas simples onde não existe mudança de fase (condensação/vaporização) e o calor específico das espécies é relativamente constante, esta opção pode ser suficiente para simular a transferência de calor.

PARÂMETRO DESCRIÇÃO

Tubeside and Shellside Delta P

Pode ser definida a queda de pressão (DP) para os lados do corpo e do tubular do permutador de calor. Caso não sejam especificados os valores de DP, o simulador calcula-os a partir das pressões introduzidas para as correntes de entrada e saída.

Passes Existe a opção dos cálculos no simulador serem efectuados para uma operação em contracorrente ou para um número específico de passagens no corpo (entre 1 e 7). Quando é especificado o número de passagens, o simulador calcula um factor de correcção ao LMTD. Um valor inferior a 0,8 geralmente corresponde a uma configuração ineficiente em termos de utilização da área de transferência de calor. Neste caso devem ser usadas mais passagens ou maiores diferenças de temperatura.

UA Este é o produto entre o coeficiente global de transferênciade calor (U) e a área total disponível para a transferência de calor (A). O calor transferido (Q) é proporcional à média logarítmica da diferença de temperaturas (LMTD), onde UA é o factor de proporcionalidade. O valor de UA pode ser especificado ou calculado pelo simulador.

3.3. Steady State Rating Model Especificando o “Steady State Rating Model” não é necessário fornecer mais informação na página “Parameters” do “Design”. A informação deverá ser fornecida nas páginas “Sizing” e “Parameters” da “Rating”.

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3.4. Especificações de Funcionamento dos Permutadores Na página “Specs” existem três grupos de informação (“Solver”, “Unknown Variables” e “Specifications”), que organizam as várias especificações e informações do solver. A informação fornecida nesta página só é válida para os modelos “Weighted” e “End Point”.

No quadro seguinte apresentam-se os parâmetros listados no grupo “Solver” da página “Specs”.

PARÂMETRO DO SOLVER DESCRIÇÃO

Tolerance Aqui é definida a tolerância de erro máximo nos cálculos dos balanços entálpicos.

Current Error Quando o “Current Error” é inferior à tolerância definida, a solução é considerada convergente.

Max. Iterations Número máximo de iterações do processo de cálculo dos balanços.

Iterations Aqui é mostrada a evolução dos cálculos através da iteração actual.

Unknown Var. Número de variáveis desconhecidas cuja determinação é efectuada pelo método numérico definido.

Constraints Número de restrições (especificações) a impor ao funcionamento do permutador. O seu número deverá ser igual ao número de variáveis desconhecidas.

Deg. of Freedom Número de graus de liberdade na aplicação do método de cálculo. O seu número deverá ser zero para que o simulador possa efectuar os balanços.

No grupo “Unknown Variables” o simulador lista todas as variáveis desconhecidas através das entradas especificadas pelo utilizador. O valor destas variáveis é mostrado após terminarem os cálculos relativos à unidade.

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O grupo “Specifications” permite adicionar especificações que regulam o funcionamento do permutador de calor. Uma nova especificação pode ser adicionada através do botão “Add”, ou apagada actuando o botão “Delete”. Cada especificação possui duas páginas, a “Parameters” e a “Summary”. O conjunto de informação a fornecer na página “Parameters” depende do tipo de especificação pretendido. A página “Summary” é usada para definir se uma especificação é activa ou somente uma estimativa. Todas as especificações podem ser de um dos três tipos listados no quadro seguinte.

ESPECIFICAÇÃO DESCRIÇÃO

Active Uma especificação activa corresponde a um algoritmo de convergência que se pretende cumprir. Uma especificação activa consome um grau de liberdade do sistema.

Estimate Uma estimativa (“estimate”) é considerada uma especificação inactiva uma vez que o algoritmo de convergência não procura satisfaze-la. A estimativa não usa graus de liberdade do sistema.

Completely Inactive Desactivando a especificação como activa e como estimativa ela torna-se completamente inactiva.

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As especificações disponíveis no simulador são as descritas no quadro seguinte.

ESPECIFICAÇÃO DESCRIÇÃO

Temperature Permite indicar a temperatura de qualquer corrente ligada ao permutador de calor. Pode também ser definida a temperatura de equilíbrio da corrente de entrada quente ou fria.

Delta Temp Especifica a diferença de temperaturas na entrada ou saída, entre duas quaisquer correntes ligadas ao permutador de calor.

Minimum Approach Define a proximidade mínima interna de temperatura. Corresponde à diferença mínima de temperatura entre as correntes quente e fria (não necessariamente na entrada ou saída).

UA Fixa o valor de UA global (produto do coeficiente global de transferência de calor pela área total de transferência).

LMTD Especifica o valor da média logarítmica da diferença de temperaturas (LMTD).

Duty Define o “Overall Duty”, o “Duty Error”, o “Heat Leak” ou o “Heat Loss”. O “Duty Error” deve ser sempre especificado com o valor zero para que o balanço de energia seja satisfeito. As especificações “Heat Leak” e “Heat Loss” só estão disponíveis se a “Heat Loss/Leak” tiver sido definida como “Extremes” ou “Proportional” na página “Parameters” do “Design”.

Duty Ratio O “Duty Ratio” é uma razão que pode ser especificada entre quaisquer dois dos seguintes fluxos de energia: “Overall”, “Error”, “Heat Loss” e “Heat Leak”.

Flow Corresponde ao caudal (molar, mássico ou volume de líquido), de qualquer corrente material ligada ao permutador de calor.

Flow Ratio É a razão entre os caudais das duas correntes de entrada no permutador (“shell side” e “tube side”). Todas as outras razões são redundantes ou impossíveis, isto é, os caudais de entrada e saída no corpo e no tubular do permutador são sempre iguais.

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4. Permuta de Calor, Parte Experimental 4.1. Enunciado do Problema Uma corrente de amónia (NH3 com 10 % de CH4) a 200°C e 1 atm (corrente 1), necessita de ser arrefecida até 50°C com água a1 atm e 20°C (corrente 2), usando um permutador de calor de corpo e tubular. Sabendo que a corrente de amónia (corrente 1) possui um caudal de 35 kmol/h, determine o caudal de água (corrente 2) necessário para efectuar o arrefecimento pretendido. Garanta que no permutador de calor a diferença mínima de temperaturas das correntes é de pelo menos 20°C e que não existe mudança de fase (vaporização) de nenhuma substância. Considere queda de pressão desprezável ao longo do equipamento. Conceba igualmente um sistema de arrefecimento da água para permitir a sua reutilização. Use uma torre de arrefecimento com 10 pratos teóricos, na qual circula em contracorrente ar à pressão atmosférica. Determine o caudal de ar necessário ao arrefecimento da água na torre assim como a quantidade de água de make-up a adicionar ao sistema. 4.2. Sequência de Implementação no Simulador 1ª Parte: Permutador de Calor 1. Comece por introduzir a partir da base de dados do simulador, os parâmetros das espécies

químicas envolvidas no processo (NH3, CH4 e H2O). Seleccione a equação de Peng-Robinson como property package.

2. Introduza no PFD a unidade Heat Exchanger (permutador de calor de corpo e tubular). Ligue

na entrada do tubular (tube side) a corrente 1 e na saída correspondente a corrente 1*. Para a entrada no corpo (shell side) do permutador defina a corrente 2 e para a saída a corrente 2*.

3. Na pasta Design/Parameters atribua quedas de pressão nulas no corpo e no tubular. Defina o

modelo de permuta de calor (heat exchanger model) como Weighted.

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4. Especifique a temperatura (200°C), a pressão (1 atm), o caudal (35 kmol/h) e a composição (90 % de NH3 e 10 % de CH4) da corrente de amoníaco (corrente 1). De igual forma, defina a temperatura (20°C), a pressão (1 atm) e a composição (100 % de H2O) da corrente de água de arrefecimento (corrente 2).

5. Como se pretende arrefecer a corrente de amoníaco até 50°C, introduza na corrente 1* esse

valor de temperatura. 6. Na pasta Design/Specs adicione uma especificação de Minimum Approach que estabeleça para

a permuta de calor uma diferença mínima de temperatura de 20°C.

7. Analise os resultados obtidos relativamente às temperaturas das correntes e sua fracção de

vapor. Poderá visualizar um gráfico de temperatura versus UA, na pasta Performance/Plots. Confirme que foi cumprida a especificação imposta de Minimum Approach de 20°C, mas que a água sai do permutador de calor parcialmente no estado de vapor.

NOTA: Para que o simulador possa resolver os balanços ao permutador de calor, é necessário que as duas correntes de entrada estejam completamente definidas e que sejam impostas duas especificações que regulem o funcionamento do equipamento. Uma das especificações é obrigatoriamente o balanço energético global ser nulo (o calor perdido por um fluido deve ser igual ao recebido pelo outro fluido). A segunda especificação poderá ser imposta internamente (min. approach, LMTD, UA, Delta Temp., Duty, etc.), ou externamente nas correntes de saída (através da indicação da temperatura, fracção de vapor, etc.). Ao não se definir um dos parâmetros de uma das correntes de entrada (por exemplo o caudal), ficamos com mais um grau de liberdade para utilizar numa especificação interna ou directamente nas correntes de saída.

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8. Para tentar cumprir simultaneamente as duas restrições do enunciado (20°C de diferença mínima de temperaturas entre as correntes e fracção de vapor nula na corrente de água à saída), é necessário desligar a especificação de Minumum Approach e definir uma fracção de vapor nula na corrente 2*. Nestas condições, a corrente de água sai totalmente no estado líquido e a diferença mínima de temperaturas aumentou para 30°C. Note que o caudal de água necessário ao arrefecimento é agora superior a 32,5 kmol/h, quando era 14,7 kmol/h na situação anterior.

2ª Parte: Reutilização do Fluido de Arrefecimento Em geral, as indústrias que utilizam água como fluido para arrefecimentos, possuem unidades que permitem a reutilização (recirculação) dessa água no processo. Uma destas unidades de tratamento térmico da água é vulgarmente designada por Torre (ou Coluna) de Arrefecimento (ver Capítulo 2.3). De acordo com o enunciado, pretende-se efectuar o arrefecimento da corrente 2* até 20°C, numa torre de arrefecimento por contacto em contracorrente com ar (1 atm e 20°C). Deseja-se determinar i) o caudal de ar necessário ao arrefecimento pretendido, utilizando uma coluna com 10 pratos teóricos, assim como ii) o caudal de água de make-up. 1. A partir da base de dados, introduza no processo a espécie Air (substância que representa a

mistura de ar atmosférico). Coloque no PFD a unidade Absorber, ligando a corrente 2* como top stage inlet, e crie uma corrente para o ar (corrente 3) ligando-a ao bottom stage inlet. Crie igualmente as duas correntes de saída da coluna, corrente 3* para a saída do ar e corrente 2** para a saída da água arrefecida. Atribua à coluna 10 pratos teóricos e um funcionamento isobárico à pressão de 1 atm.

2. Defina as características da corrente de entrada de ar na coluna (corrente 3). Para que esta

corrente esteja completamente defina é necessário indicar o seu caudal. Atribua-lhe, por exemplo, um caudal de 10 kmol/h. Verifique o valor da temperatura da corrente de água à saída da torre (corrente 2**). Ajuste o caudal da corrente 3 até obter 20°C para a temperatura da corrente 2**.

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3. No entanto, após arrefecimento, o caudal da corrente de água (corrente 2**) é inferior ao

caudal que é necessário para alimentação do permutador de calor (corrente 2). É necessário adicionar-lhe água fresca (corrente Make-Up, a 20°C e 1 atm) até que a mistura, corrente (2), possua um caudal igual ao da corrente 2. Copiando para a corrente (2) (através da função “Define from Other Stream” ou por ligação de uma unidade SET) o conteúdo da corrente 2, ficamos a conhecer o consumo de água de Make-Up do sistema.

4. Um estudo interessante que poderá ser efectuado neste sistema consiste em avaliar o consumo

de água de make-up (caudal da corrente Make-Up) como função da temperatura de saída da água do permutador de calor (temperatura da corrente 2*). Para o efectuar pode fazer uso da aplicação DataBook na qual varia-se a temperatura da corrente 2* registando o caudal da corrente Make-Up. Não se esqueça de incluir uma função lógica SET para tornar iguais os caudais das correntes 2 e (2).

1

10

100

1000

30 50 70 90

TEMPERATURA CORRENTE 2* (C)

CAU

DAL

(km

ol/h

)

Q(2) Q(3) Q(mu)

Os resultados obtidos mostram que o consumo de água do processo (corrente Make-Up) é praticamente independente da temperatura final de aquecimento da água. A elevada dependência verifica-se nos caudais de água de arrefecimento (corrente 2) e de ar na torre de refrigeração (corrente 3).

NOTA: O ajuste do caudal da corrente 3 pode ser efectuado automaticamente recorrendo a uma unidade lógica ADJUST. Definindo como “adjusted variable” o caudal molar da corrente 3, como “target variable” a temperatura da corrente 2**, e como “specified target value” 20°C, o caudal de ar é alterado até que se obtenha a temperatura pretendida na corrente de saída de líquido. Na pasta “Parameters” deverá indicar a tolerância (por exemplo 0,1°C, o “step size”, por exemplo 0,5 kmol/h, e os limites de pesquisa, máximo e mínimo, por exemplo 30 e 10 kmol/h, respectivamente.

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4.3. Lavagem de Gases num Scrubber (exemplo de aplicação) Uma corrente de gases provenientes da combustão de carvão (50ºC e 2 atm), tem a composição (molar) de 60,5 % de N2, 20 % de CO2, 12 % de O2, 5 % de SO2, 2 % de CO e 0,5 % de H2O. Antes de a descarregar na atmosfera é necessário remover o SO2 até que a sua fracção molar seja, no máximo, igual a 0,1 % (molar). Para efectuar esta operação utiliza-se uma coluna de absorção em contracorrente, na qual o líquido absorvente é água (20ºC e 3 atm). O diagrama da unidade de tratamento está representado na figura seguinte.

Figura 9. Diagrama do sistema de tratamento dos gases de combustão.

Os dois permutadores de calor (Heat Exchangers), têm como função o arrefecimento da corrente gasosa de alimentação da coluna, assumindo-se que possuem quedas de pressão nulas e valores de LMTD (diferença média logarítmica de temperaturas) constantes e iguais a 20ºC (utilize para o cálculo da transferência de calor o modelo Exchanger Design Weighted).

Figura 10. Página Parameters do

permutador de calor. Figura 11. Página de especificação do

LMTD do permutador de calor. A função lógica ADJUST destina-se a regular o caudal da corrente de alimentação da água ao scrubber, de modo que a fracção molar de SO2 na corrente gasosa à saída da unidade possua um valor igual a 0,1 % (Figuras 12 e 13).

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Figura 12. Página Connections da

função lógica ADJUST. Figura 13. Página Parameters da

função lógica ADJUST. 1. Para uma base de cálculo de 10 kmol/h de gases de combustão, considere uma coluna com

5 pratos teóricos, e efectue o estudo da influência da pressão no funcionamento isobárico da unidade. Registe no quadro seguinte para cada valor de pressão na coluna (sendo constante e igual a 0,1 % a fracção molar de SO2 à saída do scrubber), os correspondentes valores de massa de ar (m2), e quantidades de energia consumidas pela bomba (E1) e pelo compressor (E2),

PRESSÃO (kPa)

m2 (kmol/h)

E1 (kW)

E2 (kW)

304,0

405,3

506,6

2. Mantendo a pressão da base da coluna igual a 506,6 kPa, atribua diferentes valores de pressão

para o topo e analise os resultados obtidos.

PRESSÃO TOPO (kPa) 405,3 304,0 202,6 101,3

m2 (kmol/h)

3. Avalie o efeito da temperatura na eficiência da operação. No sistema construído, a temperatura

não é uma variável que possa ser regulada directamente. Eventualmente poderemos definir diferentes valores para o LMTD dos dois permutadores de calor, mas desta forma estamos a variar a área de transferência de cada um deles. No entanto, a forma mais eficiente para controlar a temperatura no interior do sistema, é especificar a temperatura da corrente de água (corrente 2). É mais fácil adicionar ou remover calor a uma corrente líquida do que a uma corrente gasosa, a corrente de água é a de maior caudal e portanto a que possui maior influência na temperatura do absorvedor, e a água é um fluido inofensivo que poderá ser processado em sistemas abertos (por exemplo, torres de arrefecimento). Para diferentes valores de temperatura da corrente 2 (T2), registe no quadro seguinte os resultados obtidos para as temperaturas das correntes 4 (T4), 5 (T5) e 6 (T6), assim como o caudal molar da corrente 2 (m2) e a energia consumida no compressor (E2). Retire conclusões deste estudo.

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T2 (ºC) 10 15 20 25

T4 (ºC)

T5 (ºC)

T6(ºC)

m2 (kmol/h)

E2 (kW)

4. Teste a influência da dimensão da coluna de absorção (número de pratos teóricos) no

funcionamento do sistema. Considerando que a corrente 2 entra a 20ºC e que a coluna funciona isobaricamente a 506,6 kPa, avalie a influência do número de pratos teóricos no caudal mínimo de água (m2) requerido no processo. Registe no quadro e no gráfico os valores obtidos.

Nº PRATOS TEÓRICOS 5 10 15 20 30

m2 (kmol/h)

50

60

70

80

90

100

110

120

0 5 10 15 20 25 30 35 40

NÚMERO DE PRATOS TEÓRICOS

CA

UD

AL D

E Á

GU

A (

kmol

/h)

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5. Instalações de Processamento de Gases 5.1. Instalação de Gás Natural (integração energética) Para recuperar componentes pesados do gás natural, processa-se uma corrente de 10 000 lbmol/h de gás a 70ºF e 150 psia, com a composição apresentada no Quadro 2. O produto gasoso pretendido deverá ser obtido a 300 psia, com pelo menos 9 860 lbmol/h de nC4 e produtos leves, e uma percentagem molar combinada de pelo menos 99,5 %. O produto líquido deve ser obtido com uma pressão superior a 150 psia, com pelo menos 67,5 lbmol/h de nC5 e nC6 e uma percentagem molar combinada de pelo menos 75 %.

Quadro 2. Caudais molares das correntes de alimentação, e produtos líquidos e gasosos (em lbmol/h)

PRODUTOS COMPONENTE ALIMENTAÇÃO GÁS LÍQUIDO

N2 211 211 0 C1 8 276 8 276 0 C2 871 871 0 C3 411 410 1 nC4 141 93 48 nC5 57 11 46 nC6 33 2 31

TOTAL 10 000 9 874 126

Utilize o diagrama de processo apresentado na Figura 14. A alimentação é comprimida a 330 psia, arrefecida até 100ºF usando água de arrefecimento e até – 15ºF usando um fluido refrigerante, antes de entrar numa coluna de separação flash (FLASH-1), a 305 psia. O efluente gasoso e o produto líquido são aquecidos a 80ºF. A corrente líquida entra num separador flash (FLASH-2), a 300 psia. O efluente líquido alimenta a coluna de destilação (Splitter), que se destina a remover a maior parte do propano na corrente de destilado. A coluna possui 12 pratos teóricos, com a alimentação colocada no prato número 4 (contado a partir do topo), e recupera 99 % do nC5 como produto de fundo e 99 % do C3 no destilado.

NOTA: Utilize, por exemplo, a equação de Peng-Robinson como equação de estado, e introduza as especificações indicadas no enunciado, para definir o funcionamento da coluna de destilação.

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Figura 14. Diagrama de processo da instalação de gás natural.

Considere o diagrama de processo com integração de calor apresentado na Figura 15. Nesta configuração, a corrente quente (S2) fornece o calor correspondente à sua passagem de 164ºF até – 15ºF, e as duas correntes frias (S9 e S10) recebem o calor correspondente à passagem da temperatura de – 15ºF até 80ºF. A corrente quente é dividida e utilizada para aquecimento das duas correntes frias, com uma diferença de temperaturas mínima de 20ºF. A razão de separação é escolhida de modo a obter uma mistura isotérmica no misturador (M-1).

Figura 15. Diagrama de processo da instalação de gás natural com integração de calor.

No Quadro 3 são comparados os requisitos energéticos do diagrama original (Figura 14) com os obtidos utilizando integração de calor (Figura 15). Este último não necessita de aquecimento externo (excluindo o ebulidor da coluna de destilação), e os requisitos de refrigeração são somente 28 % dos necessários no diagrama original (Figura 14).

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Quadro 3. Requisitos energéticos (× 106 BTU/h), para os dois diagramas de processo da instalação de gás natural.

DIAGRAMA INICIAL INTEGRAÇÃO DE CALOR PERMUTADOR REFRIG WATER STEAM REFRIG WATER HEX

E-100A — 6,82 — — 6,85 — E-100B 14,2 — — 3,91 — — E-101 — — 9,20 — — 9,23 E-102 — — 0,98 — — 0,98

TOTAL 14,2 6,82 10,18 3,91 6,85 10,21

5.2. Unidade de Despropanização Tal como para o exemplo proposto anteriormente, este destina-se a testar a evolução dos conhecimentos adquiridos relativos à construção de processos no simulador e atribuição de parâmetros específicos que são característicos das diversas unidades. Uma corrente de gás natural contendo N2, CO2 e hidrocarbonetos de C1 até nC4 é processada num sistema de refrigeração de modo a remover os compostos mais pesados. Os líquidos são separados dos gases numa coluna de despropanização, de onde resulta um produto com um conteúdo específico em propano. O diagrama global do processo é apresentado na figura seguinte.

Figura 16. Diagrama de processo da unidade de despropanização.

Uma das correntes de alimentação fresca (Feed 1) possui um caudal de 300 kmol/h, formado por 2 % de azoto, 2 % de dióxido de carbono, 60 % de metano, 20 % de etano, 10 % de propano e 6 % de butano (percentagens molares), encontrando-se a 16°C e 41,37 atm. A segunda corrente de alimentação fresca (Feed 2) está igualmente a 16°C e 41,37 atm, mas possui um caudal de 200 kmol/h formado por 2 % de azoto, 40 % de metano, 20 % de etano, 20 % de propano e 18 %

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de burano (percentagens mássicas). Estas duas correntes combinadas são alimentadas a um separador flash (Separator) o qual produz uma corrente de gases (corrente 1) e uma corrente de condensados (corrente 2). A corrente gasosa (corrente 1) alimenta um permutador de calor (lado do tubular), onde é arrefecida através da corrente de topo do segundo separador flash (corrente 5). O permutador de calor possui uma queda de pressão de 70 kPa no corpo e no tubular. Como especificação, considere uma diferença mínima de temperaturas (Minimum Approach) de, pelo menos, 6°C. Depois deste primeiro passo de arrefecimento, os gases (corrente 3) são de novo arrefecidos até temperaturas mais baixas (0°C). Esta operação é aqui modelada por um Cooler, o qual possui uma queda de pressão de 70 kPa. A corrente de saída do Cooler (corrente 4) sofre separação num segundo flash (Separator), dando igualmente origem a uma corrente de vapor (corrente 5) e a uma corrente líquida (corrente 6). A corrente gasosa (corrente 5) alimenta o permutador de calor no primeiro efeito de arrefecimento. As correntes líquidas de saída dos dois separadores flash (correntes 2 e 6) são combinadas num misturador (Mixer) e a resultante (corrente 8) alimenta uma coluna de destilação (coluna de despropanização). A coluna possui 10 pratos teóricos, o condensador funciona em refluxo total (full reflux), a alimentação é efectuada no prato número 7 e as pressões no topo e na base são 1380 kPa e 1420 kPa, respectivamente. Pretende-se que a coluna produza uma corrente de fundo (corrente 10), maioritariamente constituída por butano, que recupere 75 % deste composto. A contaminação máxima de propano nesta corrente é de 2 %. A coluna não pode ter uma razão de refluxo superior a 1,1. Sugere-se a utilização como fluid package da equação de Peng-Robinson.

Procure alterar as condições de funcionamento do processo (temparatura do segundo flash e condições de operação da coluna de destilação) de modo a maximizar o caudal da corrente de butano (corrente 10), e minimizar o consumo energético global do processo.

NOTA: Na coluna de destilação, e para este processo específico, sugere-se a utilização como Solving Method (pasta Parameters/Solver) do ”Modified HYSIM Inside-Out” em vez do ”HYSIM Inside-Out” que é apresentado por default.

absorção gasosa e permuta de calor

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