ANÁLISE DE DESEMPENHO DE UMA COLUNA INDUSTRIAL...

ANÁLISE DE DESEMPENHO DE UMA COLUNA INDUSTRIAL COM RECHEIOS ESTRUTURADOS

Glaucia Alves da Silva Torres

Tese submetida ao Corpo Docente do Curso de Pós-Graduação em Tecnologia

de Processos Químicos e Bioquímicos da Escola de Química da Universidade

Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários para a

obtenção do grau de Mestre em Ciências.

Aprovada por:

___________________________________ Eliôni M. de Arruda Nicolaiewsky, D.Sc.

(orientador – presidente da banca)

______________________________________

Silvia Maria Cruzeiro da Silva , D.Sc.

________________________________________

Jorge Navaes Caldas, D. Sc.

________________________________________

Washington de Oliveira Geraldelli, Ph.D.

Rio de Janeiro, RJ - Brasil

Agosto de 2007

ii

Torres, Glaucia Alves da Silva.

Análise de desempenho de uma coluna industrial com recheios estruturados/

Glaucia Alves da Silva Torres. Rio de Janeiro: UFRJ/EQ, 2007.

xv, 181 p.; il.

(Dissertação) – Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola de Química,

2007. Orientador: Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky

1. Recheios Estruturados. 2. HETP. 3. Revamps. 4. Tese. (Mestrado –

UFRJ/EQ). 5. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky. I. Análise de desempenho

de uma coluna industrial com recheios estruturados.

iii

“Eu vos digo: é preciso ter ainda caos dentro de si,

para poder dar à luz uma estrela dançante”

Nietzsche

iv

AGRADECIMENTOS

Agradeço à Deus, pelas oportunidades de aprendizado e crescimento pessoal

surgidas no período do mestrado. Aos meus filhos Caetano e Frederico, pelo

incentivo e apoio. Um agradecimento especial ao Caetano, cujas constantes

cobranças, não me permitiram desistir da tarefa. À Eliôni, pela sua maneira

especial de orientação, amizade e estímulo, acreditando na minha capacidade

de realização do trabalho. Ao Luiz Cláudio, cujas longas conversas me deram

suporte técnico na tomada de decisões, além de seu ombro amigo. Ao Daniel,

pelas suas aulas, contribuição especial na manutenção do meu equilíbrio

emocional. À Sílvia, pelas discussões que foram fundamentais para condução

das simulações. Às minhas irmãs Gisélia, Gerluce, Gerlane e Giselda, pelo

constante estímulo. Ao Aldemir, que ajudou a colocar a cereja no bolo. À

Margarida, pelo suporte e incentivo. À PETROBRAS, por propiciar a liberação

do tempo de trabalho necessário à realização do mestrado. À equipe da

LUBNOR pelo apoio dado na coleta de informações desse trabalho.

v

Resumo da Tese de Mestrado apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Tecnologia de Processos Químicos e Bioquímicos da Escola de Química/UFRJ como parte dos requisitos necessários para obtenção do grau de Mestre em Ciências, com ênfase na área de Petróleo e Gás Natural.

ANÁLISE DE DESEMPENHO DE UMA COLUNA INDUSTRIAL COM RECHEIOS ESTRUTURADOS


Agosto, 2007

Orientador: Profa. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky O principal objetivo do presente trabalho foi o de estimar o HETP (Altura Equivalente ao Prato

Teórico) e analisar o desempenho após revamp de uma Unidade de Destilação a Vácuo da

LUBNOR, que processa petróleos pesados a fim de produzir óleos lubrificantes naftênicos.

Nessa revamp, foi instalada uma nova torre de destilação formada por diversos leitos

compostos por recheios estruturados Mellapak da SULZER, exceto na região de

sobrevaporizado, formada por recheios randômicos e a região de retificação de fundo, formada

por pratos perfurados. A torre de vácuo da LUBNOR foi escolhida para servir de base aos

estudos de estimativa de eficiência dos recheios estruturados em unidade industrial pelos

seguintes motivos: a) ter sido projetada com critérios bem determinados; b) ser bem

instrumentada; c) poder processar petróleos puros, permitindo assim uma simulação mais

representativa; d) possuir vários leitos de fracionamento; e e) operar em diversas campanhas

que leva a coluna a trabalhar em várias condições de vazões de líquido e de vapor. Após os

testes de carga máxima, com dois tipos diferentes de petróleo, as amostras foram analisadas e

os resultados desses ensaios foram utilizados no simulador de processo - PETROX, programa

proprietário da Petrobras para cálculo de colunas de destilação, entre outros equipamentos. O

HETP assim calculado foi comparado ao do projeto da coluna (dados do fabricante) e também

ao valor obtido pelo uso de correlações existentes na literatura [Bravo, Rocha e Fair, (1993,

1996) e Olujić et al., (2004)].

Os resultados deste trabalho indicaram que os dados de HETP, estimados através de plantas

piloto, por entidades de pesquisa e fabricantes, utilizando misturas binárias tipo o/p-xileno, em

condição de vácuo e refluxo total, são bastante razoáveis para uso em torres de destilação de

petróleo em escala industrial. Um outro fato ressaltado no presente trabalho é da grande

influência dos internos associados aos leitos recheados, especialmente os distribuidores de

líquido, no desempenho dos recheios. O trabalho também identificou a necessidade de

desenvolvimento de correlações mais representativas para cálculo de viscosidades para cortes

de petróleos muito viscosos, como foi o caso do Petróleo B usado nos testes experimentais.

vi

Abstract of a Thesis presented to Curso de Pós-Graduação em Tecnologia de Processos Químicos e Bioquímicos - EQ/UFRJ as partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science.

PERFORMANCE ANALYSIS OF A STRUCTURED PACKING

INDUSTRIAL COLUMN


Agosto, 2007

Supervisor: Profa. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky Abstract

The main objective of the present work is the evaluation of HETP (Height Equivalent to

Theoretical Plate) and to analyze the after-revamp performance of a structured packing column

in LUBNOR vacuum distillation unit, which processes heavy crude oils in order to produce lube

naphtenic oils. In that revamp, the column internals have been replaced by SULZER (Mellapak

Structured Packing), except in the bottom rectification section where the perforated plates have

been used. LUBNOR vacuum tower was chosen to be tested for efficiency evaluation due to the

following reasons: a) it has been designed after certain determined criteria; b) it is well equipped

concerning instrumentation; c) it can process pure crude oils, allowing more accurate simulation

results; d) it has various packed fractionating beds and e) can operate at different liquid and

vapor flow rate conditions. After the maximum loading tests, with two different types of crude oil,

the samples were taken and sent to analysis. The curves obtained were then used in PETROX,

a Petrobras simulator for distillation column design. HETP thus calculated was then compared

to the design value (vendor’s claim) and also to the value obtained by using the correlations

proposed in the literature for HETP evaluation [Bravo, Rocha and Fair, (1993, 1996) and Olujić

et al., (2004)]. The results have indicated that HETP values, estimated from pilot distillation

plants, by research groups and manufacturers, using binary mixtures of o/p xylenes, in total

reflux conditions and operating in vacuum conditions, are adequate to be used in crude oil

industrial scale distillation columns. Another result from the present work was the great effect of

internals associated with the packing, mainly liquid distributors, in column performance. In

addition, it has been concluded that more representative correlations for crude oils viscosity

should be developed for highly viscous oils, as Petroleum B used in the present survey.

vii

ÍNDICE

Capítulo I. Introdução .......................................................................................1

Capítulo II. Revisão Bibliográfica ....................................................................7

II.1. Revisão Bibliográfica ...................................................................................7

II.1.1. Desempenho de recheios estruturados ..................................................12

II.1.2. Influência da Tensão Superficial no desempenho dos Recheios ...........23

II.1.3. Distribuição de Líquido ...........................................................................26

II.2. Modificações de Projeto (Revamps) ..........................................................30

II.2.1. Levantamento de dados das torres da PETROBRAS ............................36

Capítulo III – Materiais e Métodos .................................................................47

III.1. Descrição da Unidade de Destilação da LUBNOR ...................................47

III.2. Dados atuais da Torre de Vácuo da LUBNOR .........................................50

III.3. Etapas do estudo de determinação do HETP dos recheios

estruturados da torre de vácuo da LUBNOR .........................................51

III.4. Avaliação da Tensão Superficial ..............................................................56

Capítulo IV. Simulação no PETROX ..............................................................61

IV.1. Características principais do simulador de processo PETROX ...............61

IV.2. Simulação da Unidade de Destilação a Vácuo ........................................61

IV.3. Escolha dos componentes chave-leve e chave-pesado ..........................72

Capítulo V. Análise dos Resultados de HETP ..............................................75

Capítulo VI. Conclusões e Sugestões ...........................................................84

Capítulo VII. Referências Bibliográficas .......................................................88

Anexo I. Testes Experimentais na Unidade de Vácuo da LUBNOR............98

A.I.1. Planejamento dos Testes de Desempenho e de Carga Máxima ............98

A.I.2. Realização do Teste ................................................................................98

viii

A.I.3. Rendimentos de Produtos .....................................................................102

A.I.4. Torre de Destilação a Vácuo .................................................................103

A.I.5. Consumo de Utilidades .........................................................................104

A.I.6. Conclusões Parciais do Teste de Carga Máxima ..................................105

Anexo II. Relatórios de Saída da Avaliação dos Recheios pelo

SULPAK ...............................................................................................107

Anexo III. Resultados das Simulações .......................................................109

A.III.1. Relatório de Saída do PETROX para o caso do Petróleo A ...............109

A.III.2. Relatório de Saída do PETROX para o caso do Petróleo B ...............127

Anexo IV. Equações dos Métodos Teóricos de HETP e

Memória de Cálculo............................................................................143

A.IV.1. HETP através de Modelos de Transferência de Massa Teóricos .......143

A.IV.1.1. Modelo de Rocha, Bravo & Fair (1993, 1996) ..................................144

A.IV.1.2. Modelo de Olujić e colaboradores (2004) ........................................149

A.IV.1.3. Estimativa das Difusividades das Fases Líquida e Vapor ...............157

A.IV.2. Resultados dos Modelos Teóricos de Transferência de Massa .........158

Anexo V. Procedimento para Escolha de Recheios ..................................170

Anexo VI. Métodos de Análise .....................................................................176

A.VI.1. Destilação ASTM D 6352 ............................................................... ....176

A.VI.2. Destilação ASTM D 86 .......................................................................178

A.VI.3. Densidade ASTM D 1298....................................................................180

Lista de Figuras ...............................................................................................ix

Lista de Tabelas ...............................................................................................xi

Glossário .........................................................................................................xv

ix

Lista de Figuras

II.1.1. Perspectivas futuras para os recheios estruturados ...............................17

II.1.2. Ilustração esquemática da estrutura dos recheios da série “M”,

indicando os parâmetros geométricos manipulados ..............................19

II.1.3. Fotografia ilustrando as curvas existentes na parte inferior

das corrugações dos recheios tipo B1 da Montz, com e sem

perfurações ............................................................................................19

II.1.4. Fotografia do novo recheio Raschig Super-Pak e gráfico

mostrando a curva de HETP versus fator Fs .........................................20

II.2.1. Desenho esquemático da torre de vácuo antes e após modificações de

projeto (revamps), destacando a mudança de diâmetro na seção de topo

e o aumento na altura da coluna ............................................................34

II.2.2. Foto ilustrativa de coletor tipo “calha Chevron” ......................................35

II.2.3. Esquema simplificado de uma unidade de destilação de petróleo..........38

II.2.4. Distribuidor de líquido do tipo aspersores ...............................................43

II.2.5. Esquema da torre de vácuo da REPAR atual e futura ...........................46

III.1.1. Fotos do recheio estruturado ISP da NORTON .....................................47

III.1.2. Representação esquemática dos internos da torre de destilação a

vácuo e torres retificadoras laterais da LUBNOR ..................................50

III.4.1. Foto do Tensiômetro Kruss K100SF do LADEQ utilizado para

medição da tensão superficial dos destilados naftênicos pelo

método da placa .....................................................................................57

IV.2.1. Diagrama de blocos da simulação da unidade ......................................62

IV.2.2. Dados de destilação PEV do Petróleo A, BDAP e resultado do

Simulador ...............................................................................................64

IV.2.3. Dados de destilação PEV do Petróleo B, BDAP e resultado do

Simulador ..............................................................................................65

IV.2.4. Esquema comparativo entre internos da torre de vácuo da LUBNOR e o

número de estágios teóricos adotados na simulação ............................66

V.1. Detalhe da posição relativa dos internos na região dos leitos 4,

5 e 6 da torre de vácuo da LUBNOR ....................................................82

A.IV.1.Fluxo do filme líquido na superfície do elemento de

um recheio estruturado [Rocha, Bravo & Fair (1993)] ..........................147

x

A.IV.2. Ilustração geométrica dos elementos de recheio corrugado

no leito[Olujić et al. (1999)] ..................................................................149

A.IV.3. Geometria básica e dimensões do canal triangular do

recheio estruturado [Olujić et al. (1999)] ..............................................150

A.V.1. Exemplos de gráficos de desempenho apresentados nos catálogos fornecidos pela SULZER .....................................................174

xi

Lista de Tabelas

II.1.1.A Destilação e o seu futuro (Fair, 1987) .................................................11

II.2.1.Levantamento das aplicações de Mellapak em torres industriais ............32

II.2.2.Cronograma de implementação das modificações nas torres de

vácuo da PETROBRAS no período de 1983-85....................................39

II.2.3.Resumo das condições de operação das zonas de vaporização das torres

de vácuo antes e depois do PROMIRV ..................................................41

II.2.4.Resumo dos ganhos com as modificações em termos de

índice de produção de óleo combustível ................................................41

II.2.5.Resumo das modificações realizadas nos internos de algumas

torres da PETROBRAS ..........................................................................42

II.2.6.Torres de vácuo da PETROBRAS que utilizam recheios estruturados ...44

III.1.1.Configuração dos internos da torre de vácuo da LUBNOR (2001) .........48

III.2.1.Configuração dos internos da torre de vácuo da LUBNOR (2005) .........51

III.3.1.Valores de REPE e REPRO do método de destilação

ASTM D 86 .............................................................................................53

III.3.2.REPE e REPRO de temperaturas em função da percentagem

recuperada usando uma coluna de fase estacionária a 100% de

dimetilpolysiloxan ...................................................................................54

III.3.3.Valores de GAP5 ASTM D 86 para os cortes destilados da LUBNOR ...55

III.4.1.Resultados experimentais de tensão superficial .....................................58

III.4.2.Comparação entre os resultados de tensão superficial experimentais e

gerados no simulador PETROX .............................................................58

III.4.3.Valores de HETP (m) determinados considerando-se uma

variação de 10 e 20% no valor da tensão superficial do caso base ......59

III.4.4.Perfil de variação da tensão superficial e viscosidades ao longo da torre

de vácuo da LUBNOR, para o Petróleo A ..............................................60

III.4.5.Perfil de variação da tensão superficial e viscosidades ao longo

da torre de vácuo da LUBNOR, para o Petróleo B ................................60

IV.2.1.Resultados de densidade 20/4 °C dos Petróleos A e B .........................64

IV.2.2.Resultados comparativos das vazões dos casos de estudo e dados de

simulação ...............................................................................................67

xii

IV.2.3.Tabela comparativa de vazões encontradas nas simulações e

testes de campo .....................................................................................68

IV.2.4.Tabela comparativa de densidades dos produtos

encontradas nas simulações e testes de campo ...................................69

IV.2.5.Perfil de temperaturas encontrados nas simulações e

testes experimentais ..............................................................................69

IV.2.6.Resultados comparativos de destilações experimentais e

resultados da simulação dos produtos do Petróleo A ............................70

IV.2.7.Resultados comparativos de destilações experimentais e

resultados da simulação dos produtos do Petróleo B ............................71

IV.3.1.Relação dos pseudo-componentes, chave-leve e chave-pesado,

suas frações molares, no topo e fundo, de cada leito analisado

da torre de vácuo da LUBNOR para o Petróleo A .................................72

IV.3.2.Relação dos pseudo-componentes chave-leve e chave-pesado

e suas frações molares no topo e fundo de cada leito analisado da

torre de vácuo da LUBNOR para o Petróleo B .....................................73

IV.3.3.Representação dos pares pseudo-binários para os diversos

leitos da torre de destilação a vácuo para os Petróleos A e B ..............74

V.1. Resumo das características dos leitos avaliados neste estudo ................75

V.2. Fatores de equivalência de eficiência dos recheios da série

Mellapak da Sulzer, Carvalho e colaboradores.(2007) ..........................76

V.3. Resultados de HETP calculados pelos modelos teóricos, projeto

(SULZER) e resultantes da simulação do PETROX ..............................77

V.4 Apresentação de alguns parâmetros de cálculos do HETP de

recheios estruturados usando os métodos teóricos de DELFT (2004)

e BRF (1993,1996), para o Petróleo B .................................................78

V.5. Apresentação de alguns parâmetros de cálculos do HETP de

recheios estruturados usando os métodos teóricos de DELFT (2004)

e BRF (1993,1996), para o Petróleo A ...................................................78

V.6. Perfil de temperaturas radiais ao longo da coluna de destilação a

vácuo da LUBNOR .................................................................................80

V.7. Resultados de Cs nos recheios da torre de vácuo da LUBNOR ...............83

A.I.1. Resultados analíticos do amostrão de 21/08 às 20:00h .........................99

xiii

A.I.2. Resultados analíticos do amostrão de 25 de Agosto às 15h50min ......101

A.I.3. Rendimentos previstos e obtidos no teste de carga máxima da UVAC

para os dois petróleos processados .....................................................103

A.I.4.Variáveis operacionais da torre de destilação no teste de

carga máxima (obtido x projeto) ...........................................................104

A.I.5.Teor de cloreto no condensado do sistema de topo ..............................104

A.I.6.Dados do sistema de água de refrigeração no teste de carga

máxima x projeto ..................................................................................105

A.II.1.Resultados da avaliação dos leitos da torre de vácuo

da LUBNOR usando o programa de avaliação da SULZER –

SULPAK, Petróleo A ............................................................................107



SULPAK, Petróleo B ............................................................................107



SULPAK, Petróleo A – projeto .............................................................108



SULPAK, Petróleo C –projeto .............................................................108

A.IV.1.Resultados dos cálculos das difusividades da fase líquida e

vapor para os leitos analisados da torre de vácuo da LUBNOR .........158

A.IV.2.Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo de Bravo, Rocha

e Fair (1993,1996) para o Petróleo B ..................................................159

A.IV.3.Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo de Bravo, Rocha

e Fair (1993,1996) para o Petróleo A ..................................................160

A.IV.4.Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo Delft (2004) para

o topo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo B .........................................161


o fundo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo B ........................................161


o topo do Leito DNL x GOL, Petróleo B ..............................................162


o fundo do Leito DNL x GOL , Petróleo B ............................................162

xiv


o topo do Leito DNP x DNL, Petróleo B ...............................................163


o fundo do Leito DNP x DNL, Petróleo B .............................................163


o topo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo A ...........................................164


o fundo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo A .........................................164

A IV.12.Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo Delft (2004) para

o topo do Leito DNL x GOL , Petróleo A ..............................................165


o fundo do Leito DNL x GOL, Petróleo A .............................................165


o topo do Leito DNM x DNL, Petróleo A ...............................................166


o fundo do Leito DNM x DNL, Petróleo A .............................................166


o topo do Leito DNP x DNM, Petróleo A ..............................................167


o fundo do Leito DNP x DNM, Petróleo A ............................................167

A.IV.18.Planilha resumo dos dados para cálculo dos leitos da torre

de vácuo da LUBNOR, Petróleo B .......................................................168

A.IV.19.Planilha resumo dos dados para cálculo dos leitos da torre

de vácuo da LUBNOR, Petróleo A .......................................................169

A.V.1. Valores típicos de Cs (Kister, 2004) .....................................................171

A.V.2. Valores típicos de Cs (Laird, 2004) ......................................................171

A.V.3. Perda de carga e Cs de dispositivos de alimentação de torres

de vácuo ...............................................................................................172

A.V.4.Folha de Dados .....................................................................................173

xv

Glossário

1. BDAP Banco de dados de avaliação de petróleos de propriedade

da PETROBRAS 2. CAP Cimento Asfáltico 3. DNL Destilado Naftênico Leve 4. DNM Destilado Naftênico Médio 5. DNP Destilado Naftênico Pesado 6. GOL Gasóleo Leve de Vácuo 7. GOM Gasóleo Médio de Vácuo 8. GOP Gasóleo Pesado de Vácuo 9. K Fator de Caracterização de Watson, usado para estimativa de diversas propriedades de frações de petróleos, baseado

em propriedades como o ponto de ebulição mediano da fração de petróleo e densidade API

10. LUBNOR Lubrificantes e Derivados de Petróleo do Nordeste 11. PETROX Programa simulador de processo de propriedade da

PETROBRAS 12. PEV Curva de destilação de pontos de ebulição verdadeiros 13. SLOPWAX Produto sobrevaporizado da torre de destilação a vácuo 14. SULPAK Programa de verificação de recheios de propriedade da

Sulzer 15. RECAP Refinaria de Capuava 16. REDUC Refinaria de Duque de Caxias 17. REFAP Refinaria Alberto Pasqualini 18. REGAP Refinaria Gabriel Passos 19. REMAN Refinaria Isaac Sabbá 20. REPAR Refinaria Presidente Getúlio Vargas 21. REPE Repetibilidade de um ensaio de laboratório. Diferença na

determinação analítica devido ao mesmo analista 22. REPLAN Refinaria de Paulínia 23. REPRO Reprodutibilidade de um ensaio de laboratório. Diferença

na determinação analítica devido a analistas diferentes 24. REVAP Refinaria Henrique Lage 25. RLAM Refinaria Landulpho Alves 26. RPBC Refinaria Presidente Bernardes

Capítulo I – Introdução

Os recheios estruturados têm sido amplamente utilizados em colunas de

destilação. As versões mais antigas eram fabricadas com telas metálicas e

apresentavam uma área específica de aproximadamente 500 m2/m3. Mais

tarde, surgiram os recheios mais econômicos, metálicos, de placas corrugadas,

e com cerca de 250 m2/m3 de área e um ângulo de corrugação (com relação à

horizontal) de 45º. Essa geometria tornou-se padrão e a maioria dos dados de

desempenho encontrados na literatura especializada foram obtidos a partir de

testes com esse tipo de recheio.

Mais recentemente, os fabricantes começaram a oferecer recheios

metálicos corrugados com diversas áreas superficiais e maiores ângulos de

corrugação a fim de satisfazer necessidades crescentes, tanto em eficiência

quanto em capacidade. Contudo, os dados sobre esses novos recheios são

escassos e os modelos existentes na literatura para a estimativa de

desempenho das colunas contendo esses novos recheios ainda não foram

devidamente validados.

A principal relevância do presente trabalho reside justamente nesse fato,

pois até o presente momento não se encontrou publicação sobre desempenho

de colunas industriais, contendo recheios estruturados, que operassem com

misturas complexas, em operação a vácuo.

Sendo assim, o presente trabalho tem como objetivos principais:

a) Verificar o grau do afastamento dos dados de HETP (Height Equivalent

to Theoretical Plate) dos recheios fornecidos pelos fabricantes, para os

sistemas de destilação a vácuo de petróleo, para cortes de lubrificantes,

possibilitando assim o uso de fatores de correção adequados ao

dimensionamento de torres industriais, visando à minimização de custos

do equipamento para um desempenho desejado;

b) Análise das modificações de projeto (revamps) realizadas nas refinarias

do Brasil, trazendo informações sobre os internos utilizados e as

melhorias obtidas, em termos de capacidade e de eficiência ao refino do

petróleo brasileiro;

2

c) Estudo do efeito da tensão superficial em alguns modelos existentes na

literatura para estimativa de HETP.

Um dos pontos chave do projeto de colunas para unidades industriais é

a escolha dos internos mais adequados às condições de operação das torres

de fracionamento, buscando um projeto mais econômico, em termos de

diâmetro e altura do equipamento. Seja a análise, por exemplo, da destilação a

vácuo de cortes de combustíveis e a de cortes para lubrificantes.

O uso de recheios em torres de destilação a vácuo para produção de

cortes para lubrificantes é diferente do seu amplo uso nas torres de destilação

a vácuo para produção de cortes para combustíveis. Nesta, o fator

preponderante é a redução da perda de carga na coluna e o aumento da

produção de destilados. No caso das torres de vácuo para a produção de

cortes para lubrificantes, existe uma preocupação maior focada no grau de

fracionamento dos produtos laterais e a influência dessa separação na

qualidade dos cortes lubrificantes. Desse modo, é importante identificar quais

as propriedades dos fluidos que influenciam na determinação da altura de prato

teórico equivalente (HETP) dos recheios para que fatores de segurança

possam ser utilizados para correção dos valores estimados pelos fabricantes

ou encontrados na literatura para uso nos projetos de torres industriais.

Os dados experimentais, usados na determinação dos HETP’s,

disponíveis em diversos catálogos de fabricantes são levantados através de

testes em plantas piloto que utilizam sistemas binários de propriedades bem

definidas e torres de diâmetros que podem variar de 40-60mm a 1,2-2,4m. As

misturas normalmente empregadas em sistemas de baixa pressão podendo ser

o/p-xileno ou dicloro-etilbenzeno/decalina, não existindo dados disponíveis na

literatura para avaliação de HETP’s de recheios estruturados ou mesmo

randômicos para cortes de destilados de petróleo. Sendo assim, alguns

fabricantes adotam fatores de segurança de 10 a 15% na correção dos HETP’s

para emprego em torres de refinaria. A Koch-Glitsch, através de

correspondência privada, mencionou que adota em seus projetos de recheios

para torres de refinaria, HETP’s práticos, levantados através da verificação de

eficiência de seus recheios em unidades industriais.

3

O presente trabalho propõe-se a estimar, através de dados

experimentais obtidos em teste industrial numa unidade de destilação a vácuo,

para produção de cortes de petróleo para lubrificantes, dados de HETP de

recheios estruturados e traçar um paralelo com os dados disponibilizados pelos

fabricantes e com os de literatura. O presente estudo dará especial ênfase à

verificação da influência da tensão superficial dos cortes de petróleo na

eficiência dos recheios, pois essa é uma das propriedades principais

relacionadas com a obtenção da área molhada efetiva do recheio estruturado.

No caso específico das torres de vácuo de refinarias de petróleo, tem-se um

sistema que, segundo a classificação de Zuiderweg e Harmens (1958), pode

ser considerado negativo quanto aos dados de tensão superficial. Nesses

sistemas, há formação de filmes instáveis de líquido na superfície dos recheios,

o que levaria à perda de eficiência dos mesmos, comparando-se com as

misturas–padrão, normalmente utilizadas nas pesquisas em destilação.

Outro ponto a considerar é que os estudos realizados em escala de

laboratório são feitos em colunas operando a refluxo total (L/V=1), situação

essa que não ocorre nas torres industriais com retiradas múltiplas. No entanto,

no caso da coluna industrial tomada como base de estudo, operando

continuamente, as avaliações foram feitas através de um levantamento de

diversas seções recheadas, operando em refluxo parcial, a várias relações de

vazões de líquido e vapor por seção (L/V<1) e para dois diferentes tipos de

petróleo.

As colunas para determinação da eficiência, através da avaliação do

número de estágios teóricos por metro de recheio (NTSM), onde

NTSM=1/HETP, de um dispositivo de contato em escala maior que as de

laboratório (diâmetro de 1 a 2,4m), utilizadas por fabricantes, pelo Fractionation

Research Institute (F.R.I.) ou por algumas universidades são colunas simples,

com retiradas de topo e de fundo. Essas colunas operam em condição de

refluxo total e com misturas binárias de componentes com propriedades físicas

bem estabelecidas. As misturas usadas para reproduzir uma torre de vácuo

são do tipo ciclohexano/n-heptano, cuja composição pode ser facilmente

determinada por cromatografia gasosa. Nesses casos, o fato das composições

da fase líquida e da fase vapor serem iguais simplifica a localização de pontos

de amostragem. Além disso, o diâmetro reduzido da coluna minimiza a

4

influência de problemas decorrentes da má distribuição de líquido ou do vapor

no recheio.

Visando a determinação da eficiência de recheios de uma coluna

industrial complexa, com múltiplas retiradas, operando com correntes de

petróleo, o estudo torna-se ainda mais desafiador, face aos problemas a serem

enfrentados:

1. Precisão na caracterização dos múltiplos componentes da corrente

oriunda do petróleo, em especial da corrente de alimentação das torres

de destilação a vácuo, normalmente situada na faixa de extrapolação de

curvas de destilação e correlações para determinação de propriedades;

2. Dificuldades de se ter pontos de amostragem em cada leito recheado;

3. Em operação contínua (refluxo parcial), tirando-se amostras da fase

líquida não se tem informação da fase vapor;

4. Precisão dos instrumentos de vazão para o fechamento do balanço

material da coluna;

5. Tempo de duração das análises em função da disponibilidade de

recursos para amostras fora da rotina operacional da produção;

6. Precisão das correlações para a determinação das propriedades dos

cortes nos simuladores de processo;

7. Escolha do pacote termodinâmico para uma coluna a vácuo de petróleo.

Na determinação da tensão superficial de frações de petróleo, a

correlação recomendada, até o momento, para uso no simulador de processo

de propriedade da PETROBRAS – PETROX – é a desenvolvida por Sanborn e

Evans (1953) [apud Manual do PETROX (2005)]. Essa correlação relaciona a

tensão superficial com a temperatura crítica e o fator de caracterização de

Watson (K) para frações de petróleo, que, no caso de frações pesadas, pode

ser relacionado com a densidade API.

No presente estudo, determinou-se experimentalmente a tensão

superficial dos produtos amostrados da coluna industrial para fins de

comparação com os valores obtidos pela correlação de Sanborn e Evans

(1953) [apud manual do PETROX (2005)].

Com relação ao levantamento das modificações em torres industriais

realizadas na PETROBRAS, a partir da década de 70, pretendia-se avaliar os

ganhos em termos de desempenho e de aumento de capacidade,

5

proporcionados por essas mudanças. No entanto, em alguns casos, as

modificações ocorridas na coluna foram tantas, não só mudança dos seus

internos, mas do elenco de petróleo e especificações de produtos, que essa

comparação ficou difícil. Em outros casos, os mais antigos, houve grande

dificuldade em se encontrar os dados da antiga coluna, pois já tinham se

extraviado em algum arquivo morto.

Mesmo assim, foi realizado um levantamento parcial dessas revamps, o

qual foi incluído no Capítulo II, da revisão bibliográfica. O Capítulo II ficou,

então, dividido em duas partes: a primeira parte desse capítulo inclui a revisão

bibliográfica propriamente dita, trazendo os artigos mais recentes sobre

destilação em geral e, particularmente, sobre os estudos de desempenho em

colunas contendo recheios estruturados. A segunda parte desse capítulo traz o

levantamento e a discussão sobre as modificações realizadas em todas as

colunas de vácuo que sofreram revamps nas refinarias da PETROBRAS.Como

na operação de colunas recheadas em escala industrial o problema da

distribuição de líquido não pode ser menosprezado, foi inserida também no

Capítulo II, uma revisão dos artigos que tratam desse assunto.

No Capítulo III, de Materiais e Métodos, encontra-se a descrição da

unidade de destilação a vácuo da LUBNOR, onde foram realizados os testes

experimentais; a descrição dos testes experimentais e das análises requeridas

dos produtos obtidos, quais sejam, destilação, tensão superficial, densidade,

viscosidade, teor de asfaltenos, etc.; descrição dos ensaios e resultados de

determinação da tensão superficial dos produtos destilados do teste.

No Capítulo IV, fez-se uma breve descrição do simulador PETROX, de

propriedade da PETROBRAS e dos resultados obtidos por simulação das

condições operacionais e qualidade de produtos durante os testes

experimentais.

No Capítulo V, de Resultados e Discussão, são apresentados os

cálculos de HETP dos recheios da unidade de destilação da LUBNOR, a partir

de duas correlações clássicas existentes na literatura: Rocha, Bravo e Fair

(1993, 1996) e Olujić et al. (2004). Os valores de HETP assim obtidos foram

comparados com aqueles fornecidos pelo fabricante dos recheios na fase do

projeto da unidade e os valores obtidos através da simulação de processo da

coluna.

6

Finalmente, no Capítulo VI, são apresentadas as conclusões do

presente estudo e as sugestões para trabalhos futuros.

No Anexo V é apresentada uma sistemática para a escolha de recheios,

tanto para o projeto de novas colunas como para revamps de colunas

existentes.

7

Capítulo II – Revisão Bibliográfica

Este capítulo foi dividido em duas partes: na primeira, apresenta-se a

revisão bibliográfica propriamente dita, com a descrição sucinta e os

comentários sobre os trabalhos desenvolvidos na área de destilação em

colunas com recheios estruturados, assim como os que envolvem a avaliação

da eficiência desses recheios. Na segunda parte, é apresentado um

levantamento de dados de torres da PETROBRAS, quanto às suas

modificações (revamps), fornecendo informações sobre os recheios

empregados e os ganhos em termos de aumento de capacidade e de eficiência

do processo. Além disso, serão também citados alguns trabalhos sobre

distribuição de líquido, tendo em vista ser um assunto de interesse para o caso

de colunas industriais.

II.1 - Revisão Bibliográfica

Um dos trabalhos pioneiros em destilação, desenvolvido por Bolles e

Fair (1970), traz levantamento de artigos escritos no final da década de 60,

com as preocupações reinantes na época, vislumbrando o perfil de trabalhos

futuros na área de destilação. Uma das preocupações existentes estava ligada

à falta de estudos específicos nessa área dentro das universidades,

restringindo-se mais a trabalhos privados dentro da indústria, especialmente

nos Estados Unidos, diferentemente da Europa onde os trabalhos acadêmicos

abordavam a área de destilação.

Nessa fase, começaram as preocupações com os modelos para

representar a transferência de massa em colunas com recheios, sendo a maior

parte dos trabalhos voltados para recheios randômicos de um modo geral,

grades e recheios estruturados do tipo tecido metálico, que começam a fazer

parte de estudos nas universidades. Já existe uma preocupação de validar os

modelos através de comparação com dados industriais. O conceito de “seções

de transferência de massa” é desenvolvido para representar as trocas

contínuas que existem nas colunas com recheios. Ao invés de usar “taxas de

transferência de massa”, Bassyoni, McDaniel and Holland (1970) [apud Bolles

e Fair (1970)] aplicam as “seções de transferência de massa”, associadas com

8

eficiências de vaporização, para modelagem de dados de campo de colunas

recheadas de destilação e absorção.

Um outro aspecto apresentado era a preocupação com a influência do

tipo de material da superfície dos recheios nas trocas da fase líquida. Em

especial, com misturas de líquidos de alta tensão superficial, os fenômenos

como quebra do filme líquido e formação de “sprays” poderiam influenciar no

desempenho do recheio.

Trabalho publicado por Fair (1970), comparando o uso de pratos com

recheios, já ressaltava como grande vantagem dos recheios, em relação aos

pratos, a redução da perda de carga da coluna, mesmo sendo dispositivos

mais caros, especialmente nas aplicações em colunas de destilação a vácuo.

Começam a aparecer preocupações com o projeto de colunas com

recheios. A influência de outros internos da coluna na performance das seções

recheadas, tais como distribuidores, grades suportes e limitadores de leitos,

passa a ser discutida com relação ao desempenho das colunas recheadas.

Um outro trabalho aborda o estado da arte da destilação no período de

1969-1979 dando ênfase na relação entre os trabalhos de pesquisa

acadêmicos e a prática industrial [Porter e Jenkis (1979)]. Os autores ressaltam

o uso disseminado de correlações empíricas e de fatores de segurança em

projetos, em função da falta de ferramentas adequadas para previsão de

alguns fenômenos nas unidades industriais, especialmente no caso de

destilação de misturas com múltiplos componentes, como é o caso da indústria

de petróleo. Fica difícil para os pesquisadores separar a influência de uma

variável em relação a outras, como, por exemplo, propriedades físicas com

vazões, sugerindo, como possível solução, uma ampla divulgação de dados

experimentais, por parte de companhias operadoras e de institutos de pesquisa

que trabalhem com equipamentos em larga escala.

Outro ponto interessante da abordagem de Porter e Jenkis (1979) é a

discussão de como os resultados de pesquisa podem ser usados na

interpretação de dados de operação de uma planta industrial. Os autores

descrevem que, no caso da destilação, diferentemente da absorção, de um

modo geral, podem-se correlacionar diversas propriedades físicas, assim como

vazões econômicas de projeto, com o Parâmetro de Fluxo do sistema.

9

Porter e Jenkis (1979) destacam ainda a importância de trabalhos na

área de determinação de regimes de fluxo nas colunas contendo recheios.

Embora o uso de recheios randômicos já estivesse amplamente difundido, a

mais de duas décadas antes da publicação do artigo, poucos trabalhos

existiam na busca de compreensão dos fenômenos existentes nas colunas

recheadas, ou seja, existia uma lacuna na avaliação da performance desses

recheios. Contudo, havia uma certeza naquele tempo: o uso de recheio sempre

era recomendado para colunas que necessitassem de baixa perda de carga,

especialmente as que operavam a baixas pressões.

No final da década de 70, recheios randômicos de alta capacidade

começaram a aparecer, como o IMTP (Intalox Metal Tower Packing) da Norton

e os novos recheios estruturados de chapas metálicas corrugadas, como o

Mellapak, desenvolvido pela Sulzer. Porter e Jekins (1979) ressaltam que,

àquela época, esses novos recheios já estavam sendo produzidos a um menor

custo, tornando-se competitivos em relação aos pratos tradicionais.

No caso de projeto de colunas recheadas, Porter e Jekins (1979)

destacaram a necessidade de desenvolvimento de correlações confiáveis para

avaliação de capacidade, eficiência de transferência de massa e perda de

carga. Os autores implantaram, ainda, alguns novos conceitos, como a

condição de inundação em colunas recheadas, devido a vazões de vapores

que levariam à retenção de líquido no topo do recheio. No caso desses novos

recheios da Norton e da Sulzer citados acima, o conceito de inundação estava

associado à perda de eficiência na transferência de massa nos recheios. O

conceito, tradicionalmente aceitável, de que a inundação do recheio estivesse

associada à elevação de perda de carga deixou de ser um critério de projeto

para a indústria, pois o fator mais importante passou a ser a qualidade na

separação dos produtos.

Àquela época já se começa a discussão de limites mínimos de vazões

de líquido e sua influência na área molhada do recheio e no desempenho deste

como dispositivo de contato. Surge, então, um trabalho de Schmidt (1979)

[apud Porter and Jekins (1987)] a respeito de taxas mínimas de molhamento

em recheios, as quais variam com as propriedades físicas do sistema. A taxa

mínima de molhamento, segundo o autor, seria àquela em que a eficiência de

transferência de massa da coluna seja significativamente reduzida.

10

É interessante ressaltar que, à luz dos conhecimentos existentes

naquela época, o estudo de Schmidt (1979) [apud Porter and Jekins (1987)] foi

baseado em colunas contendo recheios randômicos, com poucas opções de

tamanho e formato. A eficiência desses recheios era medida pela variação do

HETP (altura correspondente a um estágio teórico). As medições estavam mais

associadas ao tamanho do que ao formato do recheio ou do sistema em que o

leito opera. Hoje é consenso que não apenas o tamanho, mas o tipo de

recheio, a sua forma, o tratamento de superfície do material de fabricação e

algumas propriedades físicas do sistema afetam o desempenho desses

dispositivos de contato, em especial no caso dos recheios estruturados.

Porter e Jenkis (1987) discutem ainda sobre a determinação de HETP

para recheios randômicos feita por Bolles e Fair (1982), através do seu Modelo

Aperfeiçoado de Transferência de Massa, que apresenta um fator de

segurança para colunas industriais de 1,7. Outro trabalho questionado foi o

modelo aperfeiçoado da Monsanto que também falhava na predição de HETP

em testes experimentais. A conclusão de Porter e Jenkis (1987) é de que a

seleção de dados para a determinação de um modelo é fundamental, devendo-

se separar dados de destilação daqueles de absorção, além de separá-los por

faixa de vazões máximas e mínimas dos testes experimentais. Porter e Jenkis

(1987) fizeram uma reavaliação dos HETP’s baseados nessa sugestão e

chegaram a fatores de correção menores, da ordem de 1,19.

Com relação ao problema de scale-up de colunas recheadas, já era

consenso àquela época e continua sendo hoje em dia, que fatores como

distribuição de líquido e de vapor são de fundamental importância para uma

boa reprodução do desempenho dos recheios nas colunas industriais. Na

época, Porter e Jenkis (1987) sugeriram como linha de pesquisa o estudo

dessas influências. Hoje vários trabalhos têm sido feitos na indústria buscando

a resolução de problemas de baixa performance de seções recheadas de

colunas de fracionamento ligadas à má distribuição de líquido e de vapor,

sendo que a influência da má distribuição de líquido é mais preponderante.

Hoje em dia, tem-se investido no uso da ferramenta de simulação fluido-

dinâmica computacional (CFD) para esse tipo de estudo, não só na área

acadêmica, mas também pelos fabricantes de internos e projetistas. Alguns

consórcios existem para estudos ligados à utilização de técnicas de CFD para

11

modelagem das torres recheadas, como é o caso do Projeto INTINT (Intelligent

Columns Internals for Reactive Separations) coordenado pela Universidade de

Dortmund, do qual participam, dentre outros, Delft University of Technology,

UMIST, Julius Montz GmbH, Sulzer e BASF. No caso da PETROBRAS, a

ferramenta tem sido usada com êxito na avaliação de dispositivos de bocais de

carga de colunas, panelas coletoras de líquido, e existe trabalho de pesquisa

aberto para extensão desses estudos aos demais internos de uma coluna de

destilação.

Fair (1987) aborda o posicionamento da destilação e seu futuro, mostra

um levantamento de trabalhos técnicos publicados nas últimas conferências de

destilação promovidas pelo Institute of Chemical Engineers, destacando

alguns itens (Tabela II.1.1).

Pode-se interpretar da Tabela II.1.1, que devido a crescente aceitação

do uso de recheios na indústria, o interesse pelo conhecimento do seu

desempenho levou não apenas fabricantes, como também os acadêmicos, a

concentrarem esforços em trabalhos relativos à área, especialmente no que

concerne a estudos comparativos de desempenho com os pratos tradicionais.

Tabela II.1.1. A Destilação e o seu futuro (Fair, 1987)

Conferência 1960 1969 1979 1987

Simulações/estimativa de estágios 1 1 4 14

Recheios 4 5 6 20

Transferência de massa/eficiência 8 8 10 13

Fair (1987) considerou também os problemas relativos ao scale-up de

dados de eficiência de coluna, determinados em laboratório, para a planta

industrial. No caso de recheios randômicos, ressaltou ainda o grau de incerteza

peculiar a esse tipo de sistema em função do seu caráter desordenado de difícil

reprodução e modelagem. Para os recheios estruturados, o panorama parece

mais promissor, citando estudos internos da Sulzer que indicam como possível

o uso de recheios tipo gauze (tecido metálico) em colunas de 25 mm de

diâmetro para execução de scale-up. Por outro lado, os recheios estruturados

corrugados, por terem geometria definida, são mais adequados à modelagem.

12

II.1.1. Desempenho de recheios estruturados

Os primeiros trabalhos relacionados com desempenho de recheios

estruturados foram apresentados por Billet (1969) [apud Bravo et al (1985)],

tendo sido baseados em testes com recheios tipo “tecido metálico” (Sulzer BX).

Outros trabalhos de predição de eficiência de transferência de massa (Bravo et

al, 1985) e de perda de carga (Bravo et al, 1986), sempre levaram em conta a

alta capacidade de molhamento desse tipo de recheio. Com o aparecimento de

recheios estruturados construídos com chapas metálicas corrugadas, nos quais

a consideração de área de recheio totalmente molhada já não fazia muito

sentido, vários trabalhos passaram a ser feitos com o objetivo de se determinar

a área molhada efetiva do recheio e sua influência na perda de eficiência de

transferência de massa.

Ainda na década de 80, os primeiros experimentos realizados pela

Glitsch, relatados por Chen e colaboradores (1983), tinham como objetivo o

desenvolvimento de um recheio que fosse capaz de gerar um filme fino de

líquido, que apresentasse bom molhamento, espalhamento e mistura na

superfície do recheio e criasse um percurso líquido longo, especialmente a

baixas vazões. O recheio deveria ter baixa retenção de líquido (hold-up) e

baixa perda de carga. Esse trabalho consistiu de revisão bibliográfica e testes

de diferentes tipos de superfícies metálicas com respeito a molhamento,

espalhamento, mistura do fluxo de líquido e espessura do filme. Os testes

foram realizados em sistemas de absorção gasosa e destilação a vácuo. A

partir dos resultados desses experimentos, a Glitsch lançou sua primeira

família de recheios estruturados corrugados perfurados (GEM packings).

Um pouco mais tarde, Wu e Chen (1987) abordam como dados de

planta piloto de larga escala podem ser utilizados no scale-up de plantas

industriais de maior porte. Enquanto que os dados obtidos em escala de

laboratório, apenas podem ser utilizados sob o ponto de vista qualitativo na

avaliação da separação entre produtos. Nesse trabalho, os autores citam testes

em escala piloto, executados pela Glistch, considerando o sistema para

destilação o/p xileno para geração de dados de transferência de massa,

enquanto que para geração de dados de capacidade e de perda de carga foi

usado o sistema hidráulico ar-água.

13

Um outro ponto interessante abordado por Wu e Chen (1987) se

relaciona com a diferença na interpretação dos dados de planta piloto em

colunas recheadas com recheios randômicos e com recheios estruturados. Os

autores comparam o comportamento desses dois tipos de recheio quanto ao

aspecto de HETP versus fator de capacidade, mostrando através de gráficos

como os recheios se comportam de maneira diferente. Mesmo entre os

recheios estruturados, os do tipo tela metálica têm faixa de atuação mais

restritiva do que os corrugados, como pode também ser verificado em Carvalho

e colaboradores (2007).

Para a questão hidráulica não foram encontradas grandes diferenças

entre os dois tipos de recheio, sendo a inundação alcançada a uma perda de

carga de 1,5 a 2 in de coluna d’água por ft de recheio. Quanto ao

escalonamento da eficiência do recheio para a planta industrial, Wu e Chen

(1987) sugerem o uso de um fator de segurança de 10-15% na altura do leito, a

fim de levar em conta efeitos como a má distribuição de líquido e de vapor,

mais comuns, em colunas de maior diâmetro. No caso de projetos para

sistemas diferentes da destilação de o/p xileno, algumas regras são citadas:

1. Para sistemas de propriedades físicas e cargas de líquido e vapor

semelhantes ao testado, os dados da planta piloto podem ser adotados

sem correção;

2. Para sistemas que diferem consideravelmente do sistema testado, são

recomendadas correções baseadas na correlação de Bolles e Fair

(1979) [apud Wu e Chen (1987)] para recheios randômicos, ou na

correlação de Bravo, Rocha e Fair (1985), para recheios estruturados;

3. No caso do conhecimento de eficiência típica de pratos para o sistema a

ser projetado, Wu e Chen (1987) sugerem o uso de uma correção

baseada na relação das eficiências de pratos para o sistema o/p xileno e

o sistema a ser projetado.

Um outro ponto interessante abordado por Wu e Chen (1987) é o da

influência do efeito de parede na coluna com recheios randômicos: quanto

menor a coluna, maior pode ser o efeito da parede, quanto maior a área

superficial do recheio, menor o efeito da parede na eficiência de transferência

de massa do recheio. Como recomendação, os autores sugerem que o HETP a

ser usado na coluna industrial seja o HETP testado, dividido pelo fator

14

1 – (Área parede/ Área recheio), ou que seja mantida uma relação mínima de

8, entre o diâmetro da coluna e o diâmetro hidráulico do recheio. No caso de

recheios estruturados, devido à área superficial efetiva bastante elevada, a

correção quanto ao efeito de parede passa a não ser necessária, ou seja, o

valor do HETP experimental pode ser adotado diretamente no escalonamento

da coluna.

Um fato que vale a pena mencionar é que na nossa experiência com

diversas cotações de recheios para colunas de destilação de refinaria de

petróleo, mesmo para o caso de recheios estruturados, alguns fabricantes

como Koch-Glistch e anteriormente a Norton, usam fatores de segurança da

ordem de 10 – 15% com relação aos HETP’s determinados em escala piloto,

enquanto que a Sulzer, aparentemente, não os usa.

Nesse mesmo ano, Spiegel e Meier (1987) mostram correlações para

avaliação de desempenho, capacidade e perda de carga dos recheios

estruturados Mellapak 125Y/ 250Y/350Y e 500Y. As correlações são limitadas

a sistemas de destilação com pressões de vácuo até atmosférica. Os autores

comparam os dados obtidos com dados experimentais através de estudos em

coluna de 1m de diâmetro utilizando a mistura cloroetilbenzeno e trans/cis—

decalin. Leitos com altura de 1,4 a 8,5 m foram utilizados no estudo. Vários

gráficos de desempenho, relacionados com a carga de vapor através do

F-factor, o qual depende do recheio, são apresentados analisando a influência

da área superficial dos diferentes recheios. Para as correlações de capacidade,

os autores definem como capacidade limite a vazão de vapor correspondente a

uma perda de carga de 10 mbar/m do recheio, o que corresponde a um

F-factor de 5 -10% abaixo do ponto de inundação.

No caso das correlações de perda de carga, para valores abaixo de 50%

da capacidade limite, Spiegel e Meier (1987) sugerem o uso do modelo de

parede molhada, no ponto onde se inicia a retenção de líquido no recheio,

adotando a correlação de Bravo e Fair (1985) e, para cargas de vapor acima de

50% da capacidade limite, é adotado um ajuste dos pontos experimentais.

Essa diferença de métodos se dá em função dos mecanismos que influenciam

os efeitos da fricção do vapor através do canal de líquido, em diferentes vazões

de líquido.

15

No caso das correlações de eficiência, os autores sugerem um modelo

baseado no número de Sherwood:

==

Gh

IGG

wd

aDSh

HETPNTSM

1

ShG número de Sherwood para fase vapor

DG difusividade da fase vapor

dh diâmetro hidráulico do canal triangular do fluxo gasoso

aI área superficial nominal do recheio

wG vazão mássica da fase vapor

Nessa correlação, não aparece o efeito da área molhada nem da tensão

superficial, apenas da área superficial dos recheios.

Chen e Chuang (1989) discorrem sobre o desenvolvimento de novos

dispositivos de contato para colunas de destilação, enfatizando, como já

apontava Fair (1987) e outros trabalhos publicados na época, uma tendência

ao uso crescente de recheios estruturados. Indicam como ponto positivo o fato

do recheio estruturado ter maior facilidade de reprodução dos resultados de

performance determinados em plantas pilotos, para escala industrial,

diferentemente dos recheios randômicos, os quais necessitariam sempre de

testes com os sistemas a serem usados. Esse último argumento parece não

ser levado em conta pelos fornecedores e projetistas de um modo geral, pois,

quando da seleção de recheios randômicos para determinado serviço,

consultam-se sempre curvas genéricas de eficiência, de capacidade e de

queda de pressão, disponibilizadas pelos fornecedores de internos ou através

de recomendações de projeto disponíveis em literatura. Nesse aspecto, o

presente trabalho é pioneiro, pois se propõe comparar dados de performance

de recheios estruturados, em planta industrial, com dados existentes na

literatura especializada.

Um outro aspecto do trabalho de Chen e Chuang (1989) que a prática

industrial parece não confirmar é o fato de sugerirem que o projeto de uma

coluna de destilação seja feito para uma inundação de 70%. Uma outra

preocupação que deve ser levada em conta no projeto da coluna,

compartilhada por diversos autores como Rukovena (1986), é a verificação da

16

perda de carga do dispositivo e a energia cinética de entrada do vapor,

especialmente em colunas com recheio estruturado, nas quais, de um modo

geral, a perda de carga é baixa, não contribuindo para a correção de eventual

má distribuição dos vapores ascendentes.

Ao propor uma nova metodologia para projetos otimizados de unidades

de destilação de petróleo, Remesat (2007) chama a atenção para o impacto da

escolha do dispositivo de alimentação das torres de destilação atmosférica e a

vácuo, em relação à má distribuição dos vapores ascendentes, especialmente

em torres recheadas. A Tabela A.V.3 apresenta a comparação desses

dispositivos.

Dentre as recomendações para um bom desempenho dos recheios

estruturados, Chen e Chuang (1989) consideram fundamentais os seguintes

fatores: a formação de filme líquido de pouca espessura, tratamento de

superfície da chapa metálica de modo a permitir um espalhamento lateral do

líquido, a baixas vazões, e passagem do líquido nos dois lados das lamelas.

Para isso, os autores apresentam dados de trabalho experimental realizado

com três tipos de tratamento de superfície e tamanhos de furos nas chapas,

entre uma chapa metálica lisa, com sulcos ou com algum tipo de mossa. A

chapa metálica com algum tipo de mossa e perfurada pareceu ser a mais

eficiente numa faixa ampla de vazão de líquido.

Em seu trabalho sobre as novas perspectivas para o uso de recheios

estruturados como dispositivos de contato, Spiegel e Meier (2003)

apresentaram a tendência no encurtamento do ciclo de desenvolvimento nesta

área, como pode ser visto na Figura II.1.1.

17

Figura II.1.1 – Perspectivas futuras para os recheios estruturados

No encurtamento dos ciclos de pesquisa, os autores ressaltam a

importância do conhecimento dos fenômenos físicos relacionados com o

processo de transferência de massa, em recheios estruturados, citando como

principais dificuldades, na comparação entre os dados de eficiência de recheios

de diversos fabricantes, os seguintes aspectos:

1. Uso de diferentes misturas de teste;

2. Uso de diferentes colunas de teste (diâmetro x altura de recheio);

3. Uso de diferentes pressões de operação nos testes;

4. Uso de diversos métodos de distribuição de líquido;

5. Desconhecimento dos métodos utilizados para o equilíbrio líquido-vapor.

Na busca da avaliação do desempenho de recheios estruturados em

unidades de destilação de petróleo, aos itens mencionados acima se adicionam

a outros fatores, tais como:

1. Dúvidas quanto às propriedades da mistura,

2. Influência das flutuações das variáveis operacionais,

3. Interferências construtivas de distribuidores,

4. Interferências construtivas de suporte de leitos e de outras peças da

coluna,

5. Limitação nas análises das correntes líquidas da coluna,

6. Escolha dos pacotes termodinâmicos dos simuladores de processo,

18

7. Uso de modelos que adotam estágios teóricos de equilíbrio e outros.

Spiegel e Meier (2003) afirmam ainda que para recheios estruturados

corrugados de mesma área superficial, a eficiência não varia significativamente

quaisquer que sejam as alterações empregadas pelos diversos fabricantes. Tal

afirmativa vai de encontro a trabalhos recentes desenvolvidos por Olujić e

colaboradores (2006, 2007), que identificaram variações significativas de

desempenho em recheios estruturados com relação à altura, ângulo e formato

dos canais formados pelas corrugações das chapas de recheios, influenciando

a retenção de líquido.

Uma tendência sugerida por Spiegel e Meier (2003) nas próximas

décadas será a busca de recheios estruturados que tenham um maior poder de

separação (F-factor x NTSM), a perda de cargas intermediárias, sendo

determinante otimizar os fluxos de líquido e vapor. A questão da baixa perda

de carga apresentada pelos recheios estruturados leva a não uniformização de

eventuais má distribuição da fase vapor, implicando com isso em baixa

eficiência dos leitos.

Jansen, H. e colaboradores (2006) apresentaram, dentro da linha de

trabalhos sugeridos por Spiegel e Meier (2003), um novo conceito de recheio

estruturado da Julius Montz GmbH, “recheio sanduíche”. Formado por

camadas combinadas de recheio de boa eficiência e alta capacidade e

camadas nas quais dispositivos do tipo “downcomers” circulares foram

inseridos, para drenagem do excesso de líquido. O recheio sanduíche combina

alta capacidade e elevado desempenho.

Olujić e colaboradores (2007) apresentaram estudo comparativo entre

os recheios da Montz das séries B1, B1-M e B1-MN, os quais, para a mesma

área superficial, são diferenciados pela introdução de uma curvatura, na

finalização das camadas adjacentes, no caso das séries M, reduzindo a

retenção de líquido e aumentando a capacidade. Já na série MN, foi reduzido o

comprimento do trecho curvo do canal, além do ângulo da corrugação,

obtendo-se um recheio que associa maior capacidade e eficiência, com um

pequeno aumento de perda de carga em relação à série M. A Figura II.1.2

ilustra a estrutura dos recheios da série “M” da Montz.

19

Figura II.1.2. Ilustração esquemática da estrutura dos recheios da série “M”,

indicando os parâmetros geométricos manipulados

Figura II.1.3. Fotografia ilustrando as curvas existentes na parte inferior das

corrugações dos recheios tipo B1 da Montz, com e sem perfurações

Schultes e Chambers (2007) apresentaram um novo conceito de recheio

estruturado de chapas metálicas, mas que em vez dos tradicionais canais

formados pelas corrugações das chapas, apresenta estrutura senoidal, sem

corrugações, proporcionando uma maior área de contato líquido/vapor. Esse

novo recheio, RSP-250 wSE da Raschig GmbH, apresenta área superficial de

250 m²/m³. Segundo dados experimentais, obtidos no SRP (Separation

Research Program) da Universidade do Texas, uma melhor eficiência, maior

capacidade e menor perda de carga, quando comparado a recheios similares

Montz B1-250M e MellapakPlus M252Y, formados por chapas metálicas

corrugadas.

20

Figura II.1.4. Fotografia do novo recheio Raschig Super-Pak e gráfico

mostrando a curva de HETP versus fator Fs.

Em seu “review”, Taylor (2006) tece comentários sobre um levantamento

de trabalhos técnicos publicados na área de destilação e absorção, realizado

na última década, dando destaque ao tema modelagem de processo face à

importância nos recentes desenvolvimentos na área.

Esse levantamento foi compilado através de duas fontes de dados ISI

(Institute for Scientific Information) e Ray, M.S. (1999-2005) [apud Taylor

(2006)]. Um ponto interessante ressaltado pelo autor é a pouca pesquisa que

tem sido feita na área de modelagem do processo de destilação. Nesse mesmo

levantamento, destacamos que dos 116/274 [(ISI)/(Ray)] trabalhos

21

encontrados, relacionados com colunas recheadas, 92/186 [(ISI)/(Ray)] foram

escritos a partir de 2000. Isso mostra que o interesse na busca do melhor

entendimento dos fenômenos que estão relacionados com desempenho desse

tipo de coluna está sendo incentivado, em função do seu grande apelo de uso

pela indústria.

Outro aspecto que surge desse levantamento de trabalhos técnicos é a

crescente busca pelos estudos relacionados ao uso da ferramenta CFD (Fluido

Dinâmica Computacional) para modelagem do desempenho do processo de

destilação. A esse respeito, foram encontrados 17/15 [(ISI)/(Ray)] trabalhos,

sendo 16/13 [(ISI)/(Ray)] desde 2000. Alguns trabalhos mostram o estudo do

escoamento do líquido em recheios, como o trabalho de Hoffman et al. (2005),

de grande relevância por mostrar a quebra do filme líquido e o escoamento

através de filamentos na superfície do recheio em função do sistema.

Artigos relacionados com transferência de massa também apresentaram

um novo impulso 73/119 [(ISI)/(Ray)], entre os quais 61/84 [(ISI)/(Ray)] desde

2000. Segundo Taylor (2006), há necessidade de estudos relacionando a

dependência das propriedades físicas, dos parâmetros operacionais (fluxos) e

dos detalhes físicos dos equipamentos, nos estudos dos fenômenos básicos

que ocorrem nas colunas contendo recheio. Em particular, o desenvolvimento

de correlações para uma melhor estimativa da tensão superficial e interfacial de

líquidos é sugerido como sendo um ponto chave nos estudos ligados à

hidrodinâmica dessas colunas.

Com base nesses fatos, um dos pontos que será abordado no presente

trabalho será a comparação entre os dados de tensão superficial experimental

que serão determinados dos cortes obtidos em planta industrial, com os valores

calculados pelo simulador proprietário da PETROBRAS - PETROX, que será

utilizado para modelagem da coluna industrial, verificando a influência do valor

da tensão superficial nos cálculos de performance dos leitos recheados.

Numa primeira tentativa de estimativa de HETP de recheios estruturados

para frações de petróleo, Ribeiro e colaboradores (1998) tentaram ajustar

algumas correlações disponíveis em literatura para ajuste de Banco de Dados,

contendo diversas propostas de fabricantes e condições operacionais,

fornecido pela PETROBRAS. Um dos itens desse trabalho consistiu no

levantamento de correlações para predição de HETP de recheios estruturados.

22

Foram analisadas correlações teóricas baseadas no método de Bolles e Fair

(1982) e no de Bravo-Rocha-Fair (1996), assim como os modelos empíricos

empregados pela Norton, apresentado por Strigle (1993) [apud Ribeiro e

colaboradores (1998)], e o método de Lockett (1998).

O método de Bolles e Fair (1982) foi desenvolvido para recheios

randômicos e deve ser utilizado com um fator de segurança de 1,7, segundo

recomendação dos autores. Ribeiro e colaboradores (1998) estenderam o

método para recheios estruturados, utilizando o banco de dados da

PETROBRAS.

O método de Bravo-Rocha-Fair (1996) apresenta uma aproximação mais

rigorosa à transferência de massa em recheios estruturados, incluindo um

termo de difusividades, adotando o conceito de área superficial efetiva do

recheio. Segundo Ribeiro e colaboradores (1998), o fato de ter sido usado um

modelo mais rigoroso das difusividades não aproximou os resultados

constantes do banco de dados.

O método de Lockett (1998), testado por Ribeiro e colaboradores (1998),

é uma simplificação do modelo rigoroso de Bravo-Rocha-Fair (1996) aplicado a

recheios estruturados, eliminando-se os termos de difusividade e dados

geométricos dos recheios. Ribeiro e colaboradores (1998) constataram que o

desempenho do modelo de Lockett (1998), ao incorporar um fator de correção

empírico, apresentou uma melhora significativa ao reproduzir o banco de dados

da PETROBRAS.

No seu trabalho apresentado no AIChE Spring Meeting de 2002, Olujić

tece considerações sobre o modelo desenvolvido ao longo de diversos anos no

Laboratory for Process Equipment da Delft University. O Modelo Delft objetiva

determinar correlações genéricas para recheios estruturados de chapas

corrugadas, de alta performance ou não, correlacionando parâmetros ligados à

geometria do recheio (altura, largura, base e ângulo de inclinação das

corrugações) e às propriedades físicas do sistema. Olujić (2002) menciona que

os métodos até então existentes são baseados em alguns parâmetros

confiáveis, determinados em pelo menos um experimento a refluxo total, para

cada tipo e tamanho do recheio testado, o que seria um limitante para sua

aplicação. O Modelo Delft, no entanto, pretende ser genérico e reproduzir o

desempenho dos diversos recheios existentes no mercado.

23

O Modelo Delft trata a influência das diversas geometrias com a

sistemática da soma de resistências à transferência de massa, com isso torna-

se mais flexível no que diz respeito à adição de correções decorrentes de

novas modificações dos internos. Um outro ponto destacado foi o fato de não

se ter verificado uma influência significativa na variação do ângulo das

corrugações entre as camadas adjacentes do recheio na determinação dos

coeficientes de transferência de massa. Olujić (2002) adotou como base a

correlação de área efetiva de molhamento do recheio, desenvolvida por Onda

et al (1968) [apud Olujić (2002)], introduzindo uma modificação relacionada

com o desconto da área perfurada dos recheios e a relação entre o ângulo da

corrugação e o ângulo efetivo para escoamento do líquido.

Olujić (2002) ressalta, nas suas conclusões, que o Modelo Delft prediz

com precisão a performance de recheios típicos. No entanto, com relação aos

recheios de maior área superficial, as previsões são otimistas, com acentuado

desvio ligado aos recheios de ângulo de inclinação de 60º, o que deve estar

associado à perda de área efetiva observada experimentalmente.

II.1.2. Influência da tensão superficial no desempenho dos recheios

Zuiderweg e Harmens (1958) definiram, após estudos com misturas

binárias, que um sistema binário seria do tipo “positivo” quando a tensão

superficial do líquido aumenta à medida que o líquido desce na coluna, como o

sistema n-heptano/metilciclohexano. O sistema seria do tipo “negativo” quando,

ao contrário, a tensão superficial da fase líquida decresceria ao perder seus

componentes mais voláteis, como o sistema benzeno/n-heptano. Eles

concluíram também que sistemas positivos possuíam um maior poder de

molhabilidade da superfície recheada do que os sistemas do tipo negativo.

Buscando avaliar a influência da tensão superficial do sistema na área

molhada de recheios, Strigle (1989) realizou testes em diversos recheios

randômicos, fabricados com materiais com diferentes características de

molhabilidade. Embora as experiências tenham sido feitas em colunas com

recheios randômicos (anéis de Raschig e IMTP), pode-se fazer um paralelo nos

principais aspectos que influenciam a formação do filme líquido na superfície

do recheio, como quebra de filme e formação de canais, tendo como resultado

a área molhada efetiva dos recheios estruturados. Strigle (1989) utilizou como

24

sistemas representativos desses dois tipos de comportamento uma mistura

metanol/água para um sistema positivo, e o sistema tolueno/C8 aromáticos

para um sistema negativo.

No caso das torres de destilação a vácuo de correntes de petróleo, a

variação da tensão superficial ao longo da coluna, nas condições de operação,

tende a ser decrescente, ou seja, teria uma tendência ao comportamento de

um sistema do tipo negativo. No Capítulo III, as Tabelas III.4.4 e III.4.5

exemplificam essa afirmativa mostrando o perfil de variação da tensão

superficial ao longo da coluna, obtidos através da simulação de processo do

presente estudo. Por outro lado, a variação da tensão superficial por leitos não

é significativa, ou seja, por sessão recheada têm-se sistemas neutros.

Olhando-se apenas por esse ângulo, não é conclusiva a hipótese de ausência

de filmes líquidos uniformes em torres desse tipo. Nesse caso, as áreas secas

encontradas em alguns leitos devem ser, predominantemente, provenientes de

uma má distribuição de líquido, ou operação na faixa baixa de capacidade dos

recheios, e não devido à variação da tensão superficial da mistura, ao longo do

leito.

Na avaliação dos resultados de testes com o sistema etanol/água,

Strigle (1989) utiliza anéis de Raschig de vidro e de aço inoxidável, materiais

de alta energia superficial e os resultados de eficiência foram semelhantes. Já

no caso do PTFE, material de baixa energia superficial, chegou-se à metade da

eficiência dos materiais anteriores. Esses resultados foram obtidos de colunas

em escala de laboratório. No caso dos testes com recheios randômicos do tipo

IMTP, de grande área aberta e em coluna piloto de 387 mm de diâmetro,

Strigle (1989) concluiu que a molhabilidade do material de fabricação do

recheio não teria muita influência na eficiência de separação do mesmo num

sistema de tensão superficial positiva. Nesse caso, foram utilizados o aço-

carbono (alta energia superficial) e aço carbono revestido com PTFE (baixa

energia superficial). A queda de eficiência nos dois casos foi de pouco mais de

4%. Novos testes foram feitos com anéis mistos 75% aço-carbono e 25% de

anéis de aço-carbono revestidos com PTFE, nesse caso a eficiência mostrou-

se 7,7% superior ao obtido com anéis de aço-carbono. Strigle (1989) concluiu

que a retenção de líquido em leitos recheados não é função da molhabilidade

do material e para recheios tipo IMTP, as diferenças de material não afetariam

25

a eficiência do leito. Esse comportamento pode estar relacionado com o fato

das energias cinéticas das fases líquida e vapor, serem de magnitude superior

às forças de superfície. O ganho de eficiência no recheio misto foi atribuído a

uma melhor mistura da fase líquida, acarretada pelas quebras de filme líquido

entre os recheios de alta e os de baixa energia superficial.

Estudos similares para avaliação de comportamento de sistemas do tipo

negativo não foram realizados, mas Strigle (1989) acha que o comportamento

seria semelhante pelo fato de que, em recheios randômicos, o escoamento da

fase líquida seja naturalmente feito através de canais e não de filmes, portanto,

a instabilidade do filme nos sistemas negativos seria indiferente.

No caso de leitos com recheios estruturados de chapas metálicas,

Nicolaiewsky, 1999 (tese) e Nicolaieswsky e Fair (1999) mostraram que os

fenômenos de superfície são muito importantes na transferência de massa, já

que o escoamento do líquido ocorre através da formação de filmes e a

eficiência do recheio está diretamente associada à área molhada efetiva [Fair

(1993), Olujić (1999) e Brunazzi (1997)]. Diversos tipos de tratamento de

superfície metálica foram testados em sistemas de ângulos de contato menores

do que 90° e os resultados mostraram que o tipo de tratamento influenciava na

formação do filme líquido. Parece que as conclusões de Strigle (1989) para

recheios randômicos diferem para os estruturados, onde a área molhada do

recheio é fator decisivo para as trocas de massa na sua superfície. Trabalhos

recentes de Olujić , ainda não publicados, também apontam para influência

significativa da geometria do recheio estruturado no seu desempenho

No presente trabalho foi avaliada a aderência dos modelos teóricos de

previsão de HETP, os quais incorporam cálculos de área efetiva do recheio,

aos valores encontrados na simulação da coluna, através de uma

determinação do “stripping factor” via escolha de componentes chave-leve e

chave-pesado. Esses dados foram então comparados com os dados de HETP

fornecidos pela Sulzer no projeto, para os quatro leitos de fracionamento da

torre de vácuo da LUBNOR compostos por recheios estruturados tipo Mellapak,

objeto do presente estudo.

A busca de uma maior precisão na estimativa da área efetivamente

molhada nos recheios estruturados pode ser comprovada através do número

26

crescente de artigos na área de CFD (Computational Fluid Dynamics)

publicados recentemente enfocando esse assunto [SΦrensen (2006)].

Independentemente das limitações inerentes a dificuldades operacionais

e de amostragem e ao tratamento dos dados provenientes de uma unidade de

processamento de uma mistura complexa como o petróleo, o presente trabalho

teve como meta trazer mais informações a respeito da eficiência de separação

de uma unidade industrial, embora com todas as suas incertezas.

II.1.3 - Distribuição de Líquido

A tendência à má distribuição de líquido parece aumentar com o

diâmetro das colunas e torna-se um problema crucial nas colunas de recheios

estruturados, que apresentam uma grande dificuldade em restaurar uma

distribuição de líquidos inicial não-uniforme (Stoter, 1993).

Os mecanismos que regem o escoamento de filmes líquidos em

superfícies planas estão intimamente ligados não apenas aos fenômenos da

hidrodinâmica do processo, tais como os efeitos viscosos, à formação de

ondulações, na superfície do líquido, mas também e, principalmente, aos

fenômenos de superfície, como o ângulo de contato entre o par sólido/líquido.

As principais causas da má distribuição de líquido em colunas de recheio

(randômicos) foram discutidas por Meier e Huber (1969). Algumas são externas

e podem ser evitadas através de um projeto criterioso:

(a) O distribuidor de refluxo não divide igualmente o fluxo de líquido na seção

reta da coluna;

(b) A coluna não se encontra alinhada verticalmente;

(c) Os recheios randômicos não foram colocados de maneira correta na coluna,

podendo causar a formação de canais preferenciais.

Outras causas de má distribuição são inerentes ao recheio:

(a) O material de que é fabricado o recheio não apresenta boas características

de molhabilidade, isto é, o líquido não molha toda a superfície;

(b) O líquido se move mais facilmente do recheio para a parede do que vice-

versa. Este efeito pode ser aumentado pela condensação do vapor na

parede, devido a perdas de calor.

27

Na Universidade de Delft, Hoek (1983) [(apud Nicolaiewsky, 1999)], em

sua tese de doutorado, mediu e desenvolveu modelos de má distribuição de

líquido, em pequena e grande escalas, em colunas de recheios estruturados e

randômicos, na ausência de gás. A qualidade de distribuição foi considerada

melhor para o recheio Sulzer BX (tecido metálico), 250Y e 500Y, do que para

os recheios randômicos de última geração. Adicionalmente, concluiu que,

garantindo uma boa distribuição inicial, o perfil natural de escoamento estaria

totalmente estabelecido após o terceiro elemento de recheio, no caso de

recheios estruturados. Esse fato sinaliza para os cuidados que o projetista deve

ter com a altura mínima de um leito estruturado.

Testes de distribuição de líquido foram realizados sobre recheios

estruturados corrugados, por Nicolaiewsky (1999), coletando o líquido que

escoava abaixo dos elementos do recheio, em um recipiente retangular,

contendo 14 compartimentos como descrito em Olujić et al. (1993). Para

análise dos resultados, Nicolaiewsky (1999) utilizou o modelo da célula

discreta, desenvolvido por Stoter (1993), em quatro recheios metálicos e no de

cerâmica, estimando-se o fator de espalhamento e caracterizando os tipos de

escoamento possíveis de serem gerados nos recheios. Constatou-se que os

recheios perfurados não possuem um comportamento estável em termos de

distribuição, apresentando uma tendência maior ao escoamento pelos canais,

diminuindo a quantidade de líquido que passa pelos furos, acarretando menor

espalhamento do que os não-perfurados. Contudo, o líquido espalha mais a

maiores vazões e a comunicação é possível nos dois lados do elemento de

recheio. Já nos recheios texturizados, ocorre uma maior mistura, que se origina

do líquido que escoa através dos cruzamentos entre as corrugações dos

elementos adjacentes. A altas vazões de líquido, o efeito da variação da tensão

superficial não é tão visível, como também foi verificado por Olujić e

colaboradores (1993).

Os líquidos que possuem tensão superficial mais elevada tendem a se

espalhar mais nos recheios texturizados (Montz) e nos de superfície bastante

agressivas (Intalox 1T), melhorando o escoamento gravitacional e a mistura

decorrente de escoamento através dos cruzamentos com os elementos

vizinhos (Nicolaiewsky, 1999).

28

Em seu artigo, considerado uma referência na avaliação de

distribuidores usados em colunas recheadas, Moore e colaboradores (1986)

citam os avanços ocorridos na compreensão a respeito das influências que

outros acessórios apresentam na eficiência de uma seção recheada,

especialmente na interferência com a distribuição de líquido, o que levou ao

desenvolvimento de distribuidores de alta eficiência. Como conseqüência, tem-

se uma redução dos fatores de segurança decorrentes da melhoria nos

dispositivos que permitem uma melhor distribuição, para o leito, tanto do líquido

como do vapor.

Os autores chamam a atenção para o fato de que os distribuidores de

líquido de alta eficiência devem ficar o mais próximo possível do leito, evitando

com isso que o vapor ascendente influencie na trajetória do líquido e com isso

provoque uma má distribuição do mesmo no topo do recheio. No caso de

distribuição da fase vapor, Moore e colaboradores (1986) avaliaram que a sua

qualidade está diretamente relacionada com a energia cinética da fase, com a

perda de carga no leito e, em menor grau com a distância entre a entrada do

gás e o fundo do leito. Com o advento dos recheios estruturados que, de

maneira geral, produzem uma baixa perda de carga, torna-se importante o uso

de dispositivos que facilitem a boa distribuição da fase vapor, já que a perda de

carga do recheio passa a ter menor influência na correção da má distribuição

original.

O escoamento de líquido em superfícies metálicas texturizadas foi

investigado por McGlamery (1988) [apud Nicolaiewsky (1999)] em sua tese de

doutorado pela University of Texas em Austin. Oito superfícies de aço

inoxidável foram testadas em uma aparelhagem de parede molhada, usando

cinco combinações gás-líquido, sob condições de absorção. O coeficiente

volumétrico de transferência de massa da fase líquida, kLa, a área molhada a

(baseada na correlação de Shi e Mersmann (1985) [apud Nicolaiewsky (1999)])

e o coeficiente kL foram medidos, durante os experimentos. Os dados obtidos

indicam que a grande contribuição ao aumento da transferência de massa, em

recheios estruturados resulta da turbulência induzida no filme líquido, pela

rugosidade das superfícies. A textura da superfície também aumenta a área

molhada da superfície do recheio. Em termos de escoamento de filmes

líquidos, McGlamery (1988) [apud Nicolaiewsky (1999)] concluiu que há seis

29

variáveis envolvidas: vazão, viscosidade, densidade, tensão superficial, ângulo

de contato e ângulo de inclinação. No caso de placas verticais, de acordo com

a teoria, a tensão superficial não apresenta nenhum efeito explícito, mas se

manifesta implicitamente, através do ângulo de contato, para cuja medida

McGlamery (1988) [apud Nicolaiewsky (1999)] utilizou o goniômetro.

Bemer e Zuiderweg (1978) abordam estudos realizados no Laboratory

for Process Equipment of Delft University, no intuito de verificar a influência da

molhabilidade do recheio no espalhamento e na distribuição da fase líquida,

numa coluna com recheios randômicos de anéis de Raschig. Para isso,

utilizaram um aparato no qual a fase líquida era alimentada através de um

único ponto central no topo do leito, verificando o padrão de distribuição do

líquido, permitindo a comparação com o fator de espalhamento radial, como

definido no modelo de difusão (modelo do filme), além do fator de má-

distribuição determinado por Groenhof (1972) [apud Nicolaiewsky (1999)]. Os

autores também avaliaram a distribuição do tempo de residência como

resultado da má-distribuição da fase líquida, resultados esses comparados com

outros obtidos pela técnica de traçadores.

Bemer e Zuiderweg (1978) utilizaram como sistema experimental água,

água-butanol 3:1, água-butanol 1:1 e 2-metoxi-etanol, obtendo como resultado

a pouca influência da tensão superficial no fator de espalhamento radial,

diferentemente de Onda et al (1973) [apud Nicolaiewsky (1999)]. A diferença no

resultado obtido nesses dois trabalhos foi atribuída ao efeito da capilaridade no

trabalho de Onda et al (1973) [apud Nicolaiewsky (1999)], pois os anéis eram

de pequena dimensão (4 mm), passando a influência da capilaridade a ser

predominante. Já os anéis testados por Zuiderweg e Bemer (1978) eram

maiores (anéis de vidro de 1, 2 e 3 cm e anéis cobertos com teflon de 1 cm).

Os autores também sugerem que o escoamento da fase líquida é

primordialmente feito através de caminhos preferenciais, quer sejam através de

filmes ou pequenos bolsões de líquido. No caso em que prevaleça o

escoamento na forma de filmes, a molhabilidade do recheio passa a ter uma

maior influência na distribuição do líquido. Para recheios randômicos, o

escoamento é preferencialmente feito através de canais estáveis, mas no caso

de recheios estruturados, o filme prevalece.

30

Stichlmair e Stemmer (1987) apresentaram uma metodologia para

determinação do efeito da distribuição de líquido na eficiência de colunas de

recheios. Os autores observaram que a hipótese de escoamento pistonado

nem sempre é válida, especialmente a baixas vazões de líquido. No caso de

recheios randômicos, mesmo com uma boa distribuição inicial de líquido,

ocorre uma perda de distribuição nos leitos, influenciando na perda de quase

50% na transferência de massa.

Para avaliar a má distribuição de líquido em torres com recheio tem-se

empregado em vários estudos de casos a verificação do perfil radial de

temperaturas, numa mesma cota da coluna [Torres et al (2003), Kister et al

(2001), Golden et al (1993)]. Diferenças de temperaturas radiais, acima de

10 °C, na mesma cota, é indício de má distribuição no leito. Esta metodologia já

foi usada diversas vezes, com sucesso, na PETROBRAS, para diagnóstico de

processo. Como prática de projeto, para fins de avaliação do desempenho de

recheios, a PETROBRAS passou a incorporar a instalação de 4 termopares de

contato radiais, defasados de 90° nas regiões recheadas das colunas. No

presente estudo, para avaliação do desempenho dos recheios estruturados da

torre de vácuo da LUBNOR, esse recurso foi utilizado como parâmetro de

identificação de má distribuição nos recheios, como pode ser visto no

Capítulo V.

II.2 – Modificações de Projeto (Revamps)

Nos últimos anos a indústria direcionada às operações de transferência

de massa tem desenvolvido uma variedade de internos para colunas de

destilação com vistas a um acréscimo de sua capacidade. Esse é o caso bem

sucedido dos pratos de alta capacidade que através de um aumento da área

ativa do prato, ou da capacidade do downcomer conseguem maximizar a

capacidade do prato. No entanto, esse aumento na capacidade sempre reduz a

eficiência e/ou a flexibilidade operacional do prato. O equilíbrio entre

capacidade, eficiência e flexibilidade é o desafio ao engenheiro de processo

quando se projeta uma revamp.

A grande vantagem do uso de recheios estruturados nas revamps das

indústrias de petróleo é a característica desses recheios de prover uma maior

31

área efetiva por unidade de volume, aumentando a capacidade, sem

detrimento do seu desempenho. Além disso, como a perda de carga é menor

nas colunas com recheios estruturados, pode-se aumentar o rendimento dos

produtos destilados de colunas de vácuo, diminuindo assim os resíduos

(deepcutting).

Estudo muito interessante foi realizado por Roy e Mercer (1987)

abordando o incentivo, dado pelo UK Department of Energy para o teste, em

unidade industrial, de recheios estruturados como uma maneira de incentivar o

uso dos mesmos pela indústria, para redução dos gastos energéticos das

plantas. A instalação dos recheios estruturados, na região de sobrevaporizado

e de retificação de uma coluna de destilação atmosférica da Phillips Imperial

Petroleum, foi feita em 1986, com resultados favoráveis ao uso desses novos

internos.

Roza e colaboradores (1987) apresentam um estudo de casos a respeito

do uso de recheios estruturados Mellapak da Sulzer em modificações de

projeto (revamps) parcial de uma torre de destilação atmosférica (seção de

troca térmica de refluxo circulante de fundo e seção de sobrevaporizado) e

região localizada logo acima da entrada de carga de uma torre de vácuo para

produção de cortes para UFCC (unidades de craqueamento catalítico), além de

um caso de modificações de projeto (revamps) total, em torre de quench numa

planta de etileno.

Ao ser feita uma comparação entre o levantamento das aplicações do

Mellapak por Roza e colaboradores (1987) e a lista de clientes, do mesmo

produto, atualizada em 1991 no catálogo da Sulzer, acrescentadas de dados

obtidos em correspondência privada em 2001, pode-se ver um grande aumento

na busca de dispositivos de contato que propiciem uma melhor separação

entre os cortes. Essa inferência vem do fato de que, proporcionalmente, o

aumento de instalações ligadas a torres de destilação atmosférica de petróleo e

torres de vácuo para lubrificantes foi superior às instalações para torres de

vácuo para combustível. No caso de torres para lubrificantes esse aumento foi

extremamente significativo. Essa tendência provavelmente se repete com

dispositivos similares de outros fabricantes.

32

Tabela II.2.1 - Levantamento das aplicações de Mellapak em torres industriais

Aplicação Ago

1987

Jan 1991+

2001

Aumento

percentual

1ª.

Instalação

Torres de destilação

atmosférica 15 35 133,0 % 1979

Torres de vácuo para

UFCC 62 83 33,9 % 1979

Torres de vácuo para

lubrificante 8 23 187,5 % 1984

Nos processos secundários de refinarias de petróleo, tais como

craqueamento catalítico fluidizado e hidrocraqueamento, há uma demanda

crescente com relação a frações mais pesadas, desde que continuem

mantendo as impurezas dentro dos limites toleráveis, de modo a converter o

fundo do barril de petróleo em produtos de maior valor agregado. Para

conseguir isso, as refinarias estão procurando obter cortes cada vez mais

profundos (deepcutting) nas colunas de destilação a vácuo, operando até

620 °C. Os cortes mais profundos são atingidos através de modificações de

projeto (revamps) em colunas de destilação a vácuo. Essas revamps, em geral,

requerem a introdução de recheios de alto desempenho, como os estruturados,

melhorando a separação na seção de esgotamento da coluna.

Em trabalho apresentado no 3°. Congresso Latino-Americano de

Hidrocarbonetos, Paschoal e Mainenti (1992) relatam a experiência da

PETROBRAS na modificação dos internos de suas torres atmosférica e a

vácuo para corte de FCC de pratos para recheios. Citam ainda algumas

recomendações de montagem e critérios de projeto, assim como alguns

valores de custo e ganhos com essas modificações.

Paschoal e colaboradores (2001) descrevem as etapas do projeto de

adequação, incluindo aumento de capacidade, de uma unidade de destilação

composta de uma seção atmosférica e outra a vácuo da PETROBRAS, para

operação em dois diferentes modos: cortes combustíveis e geração de cortes

para lubrificantes. Originalmente a coluna possuía três retiradas laterais:

gásoleo leve, gasóleo pesado e “slop wax”. A coluna era formada por dois

leitos de troca térmica e um leito de fracionamento, leitos esses de recheios

33

randômicos e distribuidores com aspersores. Após as modificações de projeto,

passou a ter cinco retiradas laterais: gasóleo leve, destilado neutro leve,

destilado neutro médio, gasóleo pesado e “slop wax”. Para a adequação aos

cortes para lubrificantes, onde um grau de fracionamento mínimo é exigido, foi

necessária a substituição dos 3 leitos originais por 6 leitos de recheios

estruturados, sendo 4 para fracionamento e 2 para troca térmica. A Figura II.2.1

mostra um desenho esquemático das modificações realizadas na coluna. A

necessidade de instalação desses novos leitos, dentro de uma limitação de

aumento da altura do casco da coluna em 2,3 m, fez com que a equipe da

engenharia básica da PETROBRAS optasse pelo uso de recheios estruturados

em toda a coluna, função das necessidades de fracionamento com alturas

menores de recheio, tendo sido essa a primeira torre de vácuo da companhia

totalmente com recheios estruturados, exceto na região de retificação de fundo,

composta por pratos valvulados.

Os autores destacam como principais modificações feitas na coluna as

seguintes:

1) inclusão de três novas panelas de retiradas de produto (neutro leve, neutro

médio e refluxo circulante intermediário);

2) instalação de seis leitos de recheios estruturados e instalação de

distribuidores gravitacionais;

3) aumento do diâmetro da seção de topo da coluna de 3,3 m para 7 m;

4) colocação de anel de 2,3 m de altura e de 7 m de diâmetro no casco da

coluna;

5) instalação de 2 torres de retificação para os cortes neutro leve e médio;

6) modificação da operação da coluna de vácuo seco para vácuo úmido

(definição no item II.2.1);

7) substituição do sistema de geração de vácuo.

Para que os leitos coubessem na coluna, foi adotado o uso de coletores

de líquido tipo lamelas (“calhas Chevron”), cuja foto ilustrativa encontra-se na

Figura II.2.2, os quais ao mesmo tempo serviam de suporte para os leitos,

reduzindo a altura necessária da torre. Esses dispositivos apresentam baixa

perda de carga, não proporcionando uma boa uniformização da fase vapor,

foram posicionados colados ao fundo dos leitos, servindo de suporte aos

mesmos.

34

Problema de má distribuição de vapor foi detectado, no presente

trabalho, ao ser analisada a eficiência do Leito 5 da torre de vácuo da

LUBNOR, que adota esse tipo de coletor/suporte do leito, como pode ser visto

no Capítulo V.

Para minimizar os problemas decorrentes da má distribuição da fase

vapor, os projetistas utilizaram uma panela com chaminés na zona de carga da

coluna, com uma perda de carga significativa, de modo a permitir uma boa

uniformização dos vapores ascendentes. No caso dos distribuidores de líquido,

Paschoal e colaboradores (2001) adotaram distribuidores gravitacionais tipo

calhas, com dois níveis de furos na lateral das calhas, garantindo uma boa

distribuição da fase líquida, mesmo nos distribuidores que possuíam variações

de vazão de 10:1, entre os diversos casos de operação da coluna. Os autores

também apresentam critérios adotados para o cálculo dos distribuidores e das

panelas coletoras, critérios esses que garantiram o desempenho da coluna

dentro das especificações do projeto.

Figura II.2.1 – Desenho esquemático da torre de vácuo antes e após

modificações de projeto (revamps), destacando a mudança de diâmetro na

seção de topo e o aumento na altura da coluna

35

Figura II.2.2. Foto ilustrativa de coletor tipo “calha Chevron”

Shah (1991) tece comentários sobre os cuidados na escolha e na

instalação de recheios estruturados para evitar a baixa eficiência dos mesmos,

quando em operação. Shah (1991) chama a atenção também para o fato de

que, de um modo geral, a perda de eficiência dos recheios estruturados pode

ocorrer antes que ele atinja seu limite hidráulico.

Um ponto que se deve ter em mente, sempre que se fala em eficiência

de recheios estruturados, é que esse tipo de recheio opera melhor a maiores

vazões [experiência em colunas da PETROBRAS e Roy (1987)]. Embora

apresentem perda de eficiência antes de atingir o seu limite hidráulico, podendo

levar seu projeto para condições de baixa carga, não operam bem a baixas

vazões, provavelmente porque, nessa condição o controle da operação da

coluna fica menos estável devido ao pequeno tempo de resposta para

distúrbios operacionais. Shah (1991) sugere que valores de HETP fornecidos

pelos fabricantes devem ser adaptados para os sistemas de aplicação

industrial, levando-se em conta as propriedades físico-químicas dos fluidos,

variações de viscosidade, tendência à formação de espuma, presença de

sujeira, etc. Em especial para o caso de modificações de projeto (revamps) de

unidades existentes, diversos autores relatam a importância da realização de

testes nas unidades para que um projeto mais adequado seja realizado,

incluindo a determinação das eficiências das colunas de processo. Embora

esse tipo de recomendação seja de conhecimento público, na maioria das

vezes os projetos de modificações de unidades de processo são feitos sem uso

dessas informações.

36

II.2.1 - Levantamento de dados das torres da PETROBRAS

Dentro das tendências mundiais de emprego de recheios em torres

industriais a partir do final da década de 70, as novas unidades de destilação a

vácuo, para cortes de combustíveis da PETROBRAS, já foram concebidas com

recheios. Os projetos foram feitos por firmas estrangeiras, buscando o aumento

da produção de carga das Unidades de Craqueamento Catalítico Fluído

(UFCC). Como exemplo os projetos das torres de vácuo, pós 1978, (U-9 e U-

210), já foram concebidas totalmente com recheios grades Glitsch e anéis Pall,

respectivamente. Assim como a torre de vácuo da U-32 (1986), cujo projeto foi

desenvolvido 100% pela engenharia básica da empresa, também foi concebida

totalmente com recheios, sendo um dos seus 5 leitos com recheio estruturado

tipo B1 da Montz e os outros com recheios randômicos tipo IMTP (Intalox Metal

Tower Packing).

A Figura II.2.3. apresenta uma configuração típica de unidade de

destilação a vácuo de refinarias de petróleo para a produção de destilados

gasóleos, carga para unidade de craqueamento catalítico fluído (UFCC). O

resíduo atmosférico (RAT), produto de fundo da torre de destilação atmosférica

(na qual são retirados os cortes combustíveis leves como a nafta, querosene e

diesel), após ajuste de temperatura no forno de vácuo é alimentado na torre de

vácuo, através de dispositivo chamado bocal de carga, na região da zona de

vaporização da coluna. O modo de operação das torres de vácuo de refinaria

de petróleo pode ser: seco, úmido (com injeção de vapor d’água no fundo da

coluna de vácuo) ou semi-úmido (com injeção de vapor d’água no fundo da

coluna e nos passes do forno de vácuo). Parte do RAT, que não foi vaporizada,

alimenta a zona de fundo da coluna de vácuo, que, nas torres que operam com

vácuo úmido, pode ser formada por bandejas ou leito recheado. Após a

retificação o produto de fundo da coluna de vácuo é o resíduo de vácuo (RV).

No caso da operação com vácuo seco, a fração não-vaporizada do RAT forma

o resíduo de vácuo (RV), produto de fundo dessa coluna.

O produto de topo das torres de vácuo é formado por hidrocarbonetos

leves, gases craqueados gerados nos fornos de vácuo, inertes e, no caso do

vácuo úmido, vapor d’água. Esses vapores são alimentados ao sistema de

geração de vácuo. Os gases residuais desse sistema podem ser incorporados

37

ao sistema de gás combustível das refinarias, queimado diretamente nos

fornos de vácuo da unidade, ser aliviado para o sistema de tocha, ou ser

encaminhado para a seção de recuperação de gases das UFCC, onde os

hidrocarbonetos de C2 a C4 são recuperados.

O topo da coluna de vácuo é uma região de troca térmica do gasóleo

leve (GOL), produto este normalmente incorporado ao gasóleo carga das

UFCC’s, podendo também ser enviado ao pool de diesel da refinaria. Neste

último caso, o GOL passa na unidade de hidrotratamento (HDT), devido à sua

instabilidade, antes de ser incorporado ao pool de diesel. Quando da utilização

do corte GOL para diesel, é recomendada a instalação de uma região de

fracionamento entre os cortes gasóleo leve e gasóleo pesado (GOP), para

ajuste da destilação do diesel. Na retirada de GOL, pode-se ter de duas a três

saídas de produtos: GOL para armazenamento, uma corrente de refluxo

circulante de gasóleo leve frio (RGOL), responsável pela retirada de calor do

topo da coluna e, em alguns casos, um refluxo para alimentar a região de

fracionamento GOL x GOP.

Abaixo da seção citada acima, tem-se a região de gasóleo pesado

(GOP) da coluna de vácuo, originando três correntes de produtos: GOP

produto para armazenamento, o refluxo circulante de gasóleo pesado frio

(RGOP), responsável pela maior parte do calor retirado na coluna, sendo

utilizado para pré-aquecimento do petróleo, e uma corrente de refluxo quente

denominada de “óleo de lavagem”, que é responsável pelo fracionamento entre

o GOP e o RV, gerando uma retirada de produto lateral, logo acima da zona de

vaporização, chamada “slop-wax” ou gasóleo de reciclo (GOC).

Os vapores ascendentes da zona de vaporização atravessam a região

conhecida como “região de lavagem”, a qual pode ser constituída de uma ou

duas seções. A região logo acima do bocal de carga, na qual existe um reciclo

de “slop-wax” (RGOC), tem como finalidade principal a retenção da fração de

RV arrastada pelos vapores ascendentes. Acima dessa região, ocorre o

fracionamento entre o GOP e o RV. Essa é a região que define a qualidade do

corte gasóleo pesado para alimentar a unidade de craqueamento catalítico

fluído (UFCC). A tendência atual, a nível mundial, é a da utilização de apenas

uma seção na “região de lavagem” das torres de vácuo, constituída por um leito

misto formado por algumas camadas de grade no fundo do leito e recheio

38

estruturado no topo, em altura adequada para a separação do corte GOP. No

caso das torres de vácuo da PETROBRAS, há diversas configurações, mas a

tendência nos novos projetos tem sido o do uso de “região de lavagem” com

leito único, seguindo a tendência internacional.

Figura II.2.3 - Esquema simplificado de uma unidade de destilação de

petróleo.

A partir do início da produção de petróleos da Bacia de Campos-RJ, no

início da década de 80, as refinarias da PETROBRAS tiveram que se adequar

à necessidade de processamento de petróleos mais pesados em substituição

ao elenco mais leve tradicionalmente de petróleos importados. Sendo assim,

era necessário operar com maior severidade as torres de vácuo, em função do

aumento no rendimento de frações pesadas desses petróleos, em relação aos

petróleos normalmente importados até então processados. Para enfrentar esse

desafio foi instituído um Programa Corporativo de Minimização de Resíduo de

Vácuo (PROMIRV), que teve como uma de suas premissas básicas a redução

das pressões de operação de algumas das torres de vácuo do sistema,

GOL

GOP

GOC

Querosene

DL

DP/RCI

GAT

RAT

NL + GLP

Pré

Vaporizado

NP

RCT

Sistema

de Geração

de Vácuo

NI

39

associada a um aumento de temperatura de saída dos fornos de vácuo. Com

isso, houve um ganho nas condições de vaporização das zonas de carga das

torres de destilação a vácuo, através do aumento de temperatura e redução na

pressão parcial dos hidrocarbonetos.

O objetivo do PROMIRV foi o de elevar o rendimento em volume de

destilados nas unidades de vácuo em 5,5% em relação ao petróleo,

proporcionando um ganho equivalente, aos preços da época, a US$ 121,3 *

106/ano.

A redução da pressão das zonas de vaporização nas torres de vácuo foi

alcançada através de projetos realizados por equipes de engenheiros da

própria PETROBRAS, visando à substituição dos internos existentes de boa

parte das suas torres de vácuo. Os internos dessas torres eram pratos com

borbulhadores retangulares e chicanas, que foram substituídos por recheios

randômicos do tipo anéis Pall de uso industrial, cujas correlações para

determinação de capacidade e perda de carga eram de conhecimento aberto,

além de serem utilizado com sucesso na época. A Tabela II.2.2 mostra o

cronograma das substituições dos internos de algumas das torres existentes

naquele contexto.

Tabela II.2.2 - Cronograma de implementação das modificações nas torres

de vácuo da PETROBRAS no período de 1983-85.

A seguir, na Tabela II.2.3, podem ser vistas as condições operacionais

das diversas torres modificadas, antes e depois das mudanças de seus

internos. As torres de destilação a vácuo da U-1210 da REDUC, U-02 da

REFAP e U-210 da REPLAN, embora tenham ficado com pressões de zona de

flash maiores, após as modificações dos internos, tiveram sua severidade

Órgão operacional Implantação

REFAP U-02 Abril/83

REMAN U-2110 Set/83

REPLAN U-210 Out/83

RLAM U-5 Nov/83

RPBC U-VC Dez/83

REDUC U-1210 Fev/84

40

aumentada através do acréscimo de temperatura, superior a 15 º C, na zona de

vaporização. O aumento da pressão nessas unidades se deu devido ao

aumento de nível de carga. No caso da U-1210 da REDUC, o aumento de

carga foi de 7.900 m³/d para 12.000 m³/d, ou seja, um aumento de

aproximadamente 52% na carga da torre de vácuo, mantendo-se o mesmo

casco da coluna.

Na Tabela II.2.4, são apresentados os ganhos referentes às condições

de zona de vaporização das torres modificadas, comparativamente a uma

condição padrão de referência (P=15 mm Hg, T=420 oC), representado através

do índice de geração de óleo combustível (IPOC). O IPOC era determinado

através da relação do rendimento real obtido no campo x rendimento

referencial de resíduo de vácuo, ou seja, o rendimento do corte 570+ 0C na

curva PEV (Ponto de Ebulição Verdadeiro) do petróleo.

Em conjunto com as modificações dos internos das regiões de troca

térmica e da zona de lavagem das torres de vácuo (região logo acima da

entrada de carga da torre), foi instalado um leito para fracionamento do GOL x

GOP, em algumas dessas torres, a saber U-5 RLAM, U-1210 REDUC, U-02

REFAP, e U-02 REGAP, com a finalidade de incorporação da corrente gasóleo

leve (GOL) ao pool de diesel.

41

Tabela II.2.3. Resumo das condições de operação das zonas de

vaporização das torres de vácuo antes e depois do PROMIRV

Tabela II.2.4. Resumo dos ganhos com as modificações em termos de

índice de produção de óleo combustível.

IPOC Órgão Operacional Unidade

Out 82 Out 83

RLAM U-5/U-9 1,32 1,28

RPBC U-VC/U-VV 0,7 0,68

REDUC U-1210 1,55 1,38

REPAR U-2100 1,13 1,13

REFAP U-02 1,20 1,16

REGAP U-02/U-102 1,40 0,90

REPLAN U-210/U-210A 1,30 1,10

REVAP U-210 1,60 1,10

REMAN U-2110 1,90 1,53

Pressão parcial(mm Hg abs) Temperatura °C Refinaria Unidade

antes depois antes depois

U-2 44 40 375 391

U-5 44 40 383 386 RLAM

U-9 16 16 395 415

U-VC 38 31 385 400 RPBC

U-VN 38 31 385 400

REDUC U-1210 32 42 370 390

REPAR U-2100 30 30 385 395

REFAP U-02 25 30 385 409

REGAP U-02 39 39 380 390

REPLAN U-210 32 34 385 397

REVAP U-210 25 (topo) 25 (topo) 387 407

REMAN U-2110 76 61 377 383

RECAP U-500 250 100 410 415

42

A Tabela II.2.5 mostra um resumo dos internos após as modificações e

alguns dados de investimento e de ganho anual com as modificações feitas

como apresentado em Paschoal (1992). A maior parte das torres possuía

pratos com borbulhadores (retangulares ou circulares) passando a utilizar

recheios de anéis Pall 2”. A partir de 1986, passou-se a utilizar, numa maior

proporção, nas torres de vácuo da Petrobras, os recheios randômicos de

melhor desempenho da NORTON tipo IMTP.

Tabela II.2.5 Resumo das modificações realizadas nos internos de algumas

torres da PETROBRAS.

Refinaria Ano Diâmetro

(m)

Recheio Investimento

(MM US$)

Ganho anual

(MM US$)

REPLAN 83 7,2/11,7 Anéis Pall 2,5 6,3

REDUC 84 4,6/8,8 Anéis Pall 1,8 12,1

RPBC 84 7,2/10,5 Anéis Pall 2,1 4,2

RLAM 84 2,1/3,8 Anéis Pall 1,1 2,5

REGAP 85 4,6/7,5 Anéis Pall 1,5 5,4

REFAP 85 4,6/7,5 Anéis Pall 1,4 5,6

REPAR 86 4,7/11,0 IMTP 1,8 4,9

REMAN 87 1,5/2,3 IMTP NOVA 0,9

REVAP 88 6,6/10,4 IMTP 2,1 6,1

REPLAN 91 7,2/11,7 IMTP 1,9 6,1

Os principais problemas operacionais enfrentados pela PETROBRAS,

após a modificação dos internos de suas torres de vácuo para recheios,

decorreram do coqueamento nas regiões de lavagem e de refluxo circulante de

GOC. A formação de coque nessas regiões se deve à alta temperatura e ao

arraste do resíduo de vácuo da zona de vaporização da coluna. A presença de

asfaltenos e de resinas nesse resíduo de vácuo, associada aos problemas de

má distribuição de líquido, decorrente de entupimento dos bicos aspersores

dos distribuidores de líquido, além do alto tempo de residência, propiciava

condições ideais para a ocorrência do coqueamento, parcial ou total do leito. A

ocorrência de coqueamento, por sua vez, reduzia a campanha da unidade,

fazendo-se necessária parada e abertura da torre para limpeza do leito ou

43

reposição dos mesmos. Após alterações em alguns parâmetros de projeto, tais

como instalação de filtros antes dos distribuidores tipo aspersores, como

representado na Figura II.2.4, e redução da temperatura da região, os

problemas foram minimizados. Uma outra modificação foi no tipo de material da

tubulação do refluxo circulante de GOC, de aço-carbono para aço-inox. Os

mesmos tipos de problemas foram vivenciados por refinarias que modificaram

os internos das torres de vácuo de pratos para recheios também no exterior

[Kister (1992)].

Figura II.2.4. Distribuidor de líquido do tipo aspersores

A partir dos estudos dos problemas decorrentes de falhas operacionais,

ocorridas após implementação de recheios em torres de destilação a vácuo,

uma série de recomendações foi feita, por diversos consultores. Essas

recomendações se relacionam com: cuidados no dimensionamento dos

distribuidores do tipo aspersores, emprego de filtros antes desses distribuidores

e taxas mínimas de molhamento no fundo do leito (0,2 gpm/ft²). Além disso,

alguns ajustes foram necessários, em simulações de processo a fim de se ter

uma melhor previsão das vazões de líquido ao longo dos leitos.

Recomendações a respeito do número ótimo de estágios de fracionamento, na

região de lavagem da torre de vácuo, em função do teor de metais do petróleo,

também foram equacionadas.

Os recheios estruturados passaram a serem utilizados nas regiões de

fracionamento de torres de vácuo da PETROBRAS, a partir do projeto da nova

unidade de destilação U-32 da RLAM (onde o leito logo acima da região de

carga da coluna era composto de recheio estruturado B1 da Montz Pak,

utilizando distribuidor gravitacional). Esse foi o primeiro projeto de unidade de

destilação, totalmente feito pela engenharia básica do Centro de Pesquisa e

44

Desenvolvimento da PETROBRAS (CENPES), no final da década de 80.

Nessa mesma época foi projetada a primeira torre de vácuo com a totalidade

de seus leitos compostos de recheios estruturados, a torre para cortes

lubrificantes da U-9, da mesma refinaria. Na Tabela II.2.4, estão descritas as

torres de vácuo das refinarias da PETROBRAS que utilizam recheios

estruturados.

Tabela II.2.6 - Torres de vácuo da PETROBRAS que utilizam recheios

estruturados.

Refinaria Ano Diâmetro (m) Recheio Região Modo Nota Situação

RLAM 1999 7,0 ISP Total Lubrificante (1) (4)

RLAM 1998 7,4/10,6 B1 1 leito Combustível (2) (4)

REGAP 1999 4,57/4,4/7,47 Mellapak 3 leitos Combustível (3) (4)

REGAP 2002 4,57 ISP/Intalox

Grid

1 leito Combustível (3) (4)

LUBNOR 2001 1,7 ISP Total Lubrificante (1) (5)

LUBNOR 2005 2,3 Mellapak 6 leitos Lubrificante (2) (4)

REPAR 2007 4,7 /11,0 Estruturado 5 leitos Combustível (3) (6)

(1) Aumento de capacidade e mudança de operação Combustível Lubrificantes;

(2) Projeto novo;

(3) Modificações de projeto (revamps) com aumento de capacidade e mudança de

elenco;

(4) Torre em operação;

(5) Torre desativada;

(6) Torre em projeto.

Os projetos de modificações efetuados nas torres de vácuo da

PETROBRAS e, de um modo geral, nas demais colunas, com o uso de

recheios estruturados, não nos permitem uma comparação direta de

performance ou de ganhos em produtos com a situação anterior da coluna.

Isso se deve ao fato dessas modificações estar sempre associada com

mudanças no elenco de petróleo processado (petróleos cada vez mais

pesados), com o aumento da capacidade ou com o modo de operação, além

de mudanças referentes às especificações de qualidade dos produtos. Face à

experiência adquirida com as revamps, novos projetos, como o caso da torre

de vácuo da LUBNOR, utilizada como torre de estudo no presente trabalho, já

ter sido concebida, em 2005, com o uso de recheios estruturados.

45

Para ilustrar a dificuldade de comparação dos dados, entre colunas

originais e pós-modificações de projeto, são citadas as modificações realizadas

em duas torres de vácuo, com um histórico de mudanças ocorridas, nas

condições operacionais da torre de vácuo, em duas refinarias da PETROBRAS.

Caso 1: Unidade de destilação da REPAR, modificações sem alteração do

casco original da torre:

1. Projeto original 20.000 m³/d de petróleo API ~31; torre de vácuo com

chicanas (1977);

2. Modificações de projeto para processamento de 24.000 m³/d de

petróleo com API 24; aproximadamente; torre de vácuo com internos

substituídos para recheios randômicos (1985);

3. Modificações de projeto para processamento de 27.000 m³/d, mesmo

elenco de petróleo e modificações apenas na coluna atmosférica

(1992);

4. Modificações de projeto para processamento de 30.000 m³/d, mesmo

elenco, modificações na torre pré-fracionadora e adaptações no forno

de vácuo (1998);

5. Ajustes para 32.000 m³/d com melhorias no forno de vácuo (2001);

6. Modificações de projeto para processamento de 35.000 m³/d de

petróleo nacional pesado, com substituição de todos os internos da

torre de vácuo, para recheios estruturados, com nova retirada lateral

de gasóleo médio (GOM), incluindo a instalação de leito de

fracionamento GOL x GOM, projeto a ser implementado em 2008.

A corrente denominada gasóleo médio (GOM) retirada intermediária

entre o GOL e GOP, além de propiciar uma melhoria na otimização energética

da unidade, em função do seu nível térmico, possui características mais

adequadas à alimentação de unidades de hidrocraqueamento catalítico (HCC)

do que o GOP.

46

Figura II.2.5. Esquema da torre de vácuo da REPAR atual e futura.

Caso 2: Unidade de destilação da RLAM, modificações com alteração do

casco original da torre e do modo de operação de cortes combustível para

lubrificantes:

1. Projeto original 8.000 m³/d de petróleos API~32; torre de vácuo para

combustíveis com grades Glitsch (1978);

2. Modificações de projeto para processamento de 9.000 m³/d de petróleo

API ~ 30; modo de operação para cortes lubrificantes e operação para

combustível, torre de vácuo com internos substituídos para recheios

estruturados (1999). Os detalhes do projeto foram abordados no

trabalho de Paschoal e colaboradores (2001).

Na PETROBRAS, houve apenas dois casos de insucessos no uso de

recheios estruturados em revamps de colunas atmosféricas. No entanto, esse

relativo insucesso se deu devido a problemas de má distribuição de líquido,

que afetaram o desempenho dessas colunas devido a projeto inadequado dos

distribuidores. Problemas esses que estão sendo resolvidos através de

alterações que são implementadas em paradas das unidades para

manutenção. Estes problemas estão descritos em Marsiglia e Schnaibel (2004).

47

Capítulo III - Materiais e Métodos

III.1 – Descrição da Unidade de Destilação da LUBNOR

A UVAC foi originalmente projetada para a produção de asfaltos a partir

de crus importados venezuelanos, como o petróleo Bachaquero. Para se

adequar ao processamento de destilados para a planta de lubrificantes

naftênicos, a unidade passou por modificações de projeto de processo

(revamp) em 2001, cujo principal foco foi a adequação da torre de destilação a

vácuo para retiradas desses destilados. No que concerne aos dispositivos de

contato líquido-vapor da torre de vácuo, o projeto consistiu da substituição de

todos os internos, por recheios estruturados tipo ISP (Intalox Structured

Packing) da Norton, cujas fotos encontram-se abaixo, exceto na região de

retificação de fundo formada por pratos perfurados.

Figura III.1.1 – Fotos do recheio estruturado ISP da NORTON

48

Tabela III.1.1. Configuração dos internos da torre de vácuo da LUBNOR (2001).

REGIÃO INTERNO DIÂMETRO

(mm)

ALTURA

(mm)

No. Estágios

Teóricos

Topo Demister - -

Fracionamento

NAFTA x GOL

ISP 2T 1700 1116 2

Fracionamento

GOL x DNL

ISP 2T 1700 1686 4

Fracionamento

DNL x GOP

ISP 4T 1700 1678 1

Fracionamento

GOP X DNM

ISP 2T/4T 1700 1397 3

Refluxo Circulante ISP 4T 1700 1092 1

Slop Wax IMTP 40 1700 3

Retificação 5 pratos

perfurados

1000 Espaçamento

600 mm

-

Em função de diversos problemas de falta de confiabilidade da torre de

vácuo da unidade de destilação da LUBNOR, a PETROBRAS resolveu fazer

um projeto de melhoria na unidade, substituindo a torre de destilação a vácuo

da unidade. O projeto de adequação, que entrou em operação em 2005,

identificou a necessidade de substituição dos seguintes equipamentos: a torre

de destilação a vácuo, as retificadoras laterais, instalação de uma nova torre

retificadora, novo forno de carga e diversas bombas (carga e retiradas). Além

disso, instalação de novas dessalgadoras para petróleo ultraviscoso, instalação

de vaso de recebimento de descarga das válvulas de segurança da unidade e

sistema de tocha. A unidade processa atualmente uma carga de 1.100 m³/d de

petróleos nacionais naftênicos pesados (oAPI ~ 13), produzindo diferentes

destilados naftênicos que são processados, em campanhas segregadas, na

Unidade de Lubrificantes – ULUB da própria LUBNOR.

Em função das características dos petróleos naftênicos pesados, com

teor de destilados leves abaixo de 6% em volume do petróleo, a unidade possui

apenas a torre de destilação a vácuo. O petróleo ao entrar na unidade é pré-

49

aquecido em uma bateria de trocadores de calor, passa em um separador

eletrostático (equipamento responsável pela retirada de sais, água e

sedimentos do petróleo), passa numa outra bateria de pré-aquecimento,

seguindo para o forno de vácuo. Daí, segue para a torre de destilação a vácuo,

onde são retirados os destilados naftênicos, os quais, após passarem por

torres retificadoras laterais, são resfriados e enviados para armazenamento,

para serem processados posteriormente na unidade de lubrificantes. Além dos

destilados naftênicos, é produzido na unidade cimento asfáltico, que

corresponde a quase 60% em volume do petróleo.

A torre de vácuo, com diâmetro de 2,3 m e altura de 36,39 m, possui 7

seções recheadas, sendo 6 delas com recheios estruturados, dos quais 5 são

leitos para fracionamento de produtos laterais adjacentes, como pode ser visto

no desenho esquemático da Figura III.1.2. Na seção inferior da coluna,

composta por seis pratos valvulados, sai o resíduo de vácuo retificado, que

formará a corrente principal para o cimento asfáltico (CAP).

No topo da coluna são retirados os gases e um destilado leve com

características de uma nafta. A torre possui seis retiradas laterais: a primeira

delas é formada pelo gasóleo leve (GOL). Na segunda saída lateral, retira-se

destilado naftênico leve (DNL). Em função da campanha, na terceira retirada

lateral, pode-se ter destilado naftênico médio (DNM) ou gasóleo pesado (GOP).

A quarta retirada lateral é o destilado naftênico pesado (DNP) e na quinta, tem-

se o corte denominado “slop-wax”, o qual é a fração líquida considerada o

sobrevaporizado, incorporada externamente à coluna ao resíduo de vácuo (RV)

para composição do cimento asfáltico (CAP). Em conjunto com a saída de

DNP, tem-se a retirada de uma corrente de refluxo circulante e uma corrente de

gasóleo de “lavagem”.

50

l

Figura III.1.2. Representação esquemática dos internos da torre de destilação a

vácuo e torres retificadoras laterais da LUBNOR.

III.2 - Dados atuais da torre de vácuo da LUBNOR

A torre de vácuo da LUBNOR foi escolhida para servir de base aos

estudos de determinação da eficiência dos recheios estruturados em unidade

industrial pelos seguintes motivos: a) ter sido projetada com critérios bem

determinados; b) ser bem instrumentada; c) processar petróleos puros,

permitindo assim uma simulação mais representativa; d) possuir vários leitos

de fracionamento; e e) operar em diversas campanhas que leva a coluna a

trabalhar em várias condições de vazões de líquido e vapor.

Após o revamp realizado na referida unidade, surgiu uma boa

oportunidade, pois com a colocação em operação das dessalgadoras em

março de 2006, verificou-se a necessidade de realização de teste de

desempenho e de carga máxima para ratificação do desempenho, em relação

ao projetado. Além disso, havia necessidade de se identificar os limites

operacionais da unidade, estabelecendo a nova carga nominal da UVAC

visando, assim, atender ao aumento da demanda do mercado de asfaltos.

51

O esquema da torre de vácuo original para produção de cortes para

lubrificantes naftênicos da LUBNOR era constituído de recheios estruturados

ISP e IMTP 40 da NORTON. A nova torre de vácuo construída em substituição

a anterior possui recheios estruturados Mellapak e anéis Nutter da Sulzer. A

comparação entre os dois projetos fica difícil de ser feita, em função das

mudanças do tipo de petróleo processado, mudança nas especificações de

produtos, nova configuração da torre, alteração no nível de carga processada e

diâmetro da coluna, assim como nos diversos internos da mesma.

Tabela III.2.1: Configuração dos internos da torre de vácuo da LUBNOR (2005)

REGIÃO INTERNO DIÂMETRO

(mm)

ALTURA

(mm)

No. Estágios

Teóricos

Topo Demister 2300 - -

Fracionamento

NAFTA x GOL1 Mellapak 125Y 2300 1758 2

Fracionamento

NAFTA x GOL2 Mellapak 125Y 2300 914 1

Fracionamento

GOL x DNL Mellapak 2Y 2300 2170 4

Fracionamento

DNL x DNM Mellapak 2Y 2300 1120 2

Fracionamento

DNM x DNP Mellapak 2Y 2300 1130 2

Refluxo

Circulante Mellapak 125Y 2300 1547 -

Slop Wax Nutter Ring

1.75 2300 2700 3

Retificação de

fundo

6 Pratos com

válvulas fixas 1400

Espaçamento

610 mm -

III.3 – Etapas do estudo de determinação do HETP dos recheios

estruturados da torre de vácuo da LUBNOR

As seguintes etapas foram seguidas no levantamento dos dados de

HETP para os recheios estruturados usando correntes de destilação a vácuo

de cortes lubrificantes:

52

1. Realização de testes experimentais em unidade industrial da

PETROBRAS para coleta de amostras e avaliação de performance dos

recheios;

2. Utilização do simulador de propriedade da Petrobras - PETROX para

geração de dados hidráulicos e de propriedades físico-químicas para

avaliação do número de estágios teóricos dos recheios existentes;

3. Determinação da tensão superficial de cortes lubrificantes em laboratório

da UFRJ;

4. Utilização de correlações disponíveis em literatura para determinação do

HETP dos recheios utilizados;

5. Comparação dos dados experimentais obtidos na planta industrial e

dados de catálogos de fabricantes;

6. Estabelecimento de correlação para ajuste dos HETP’s de catálogo.

Para possibilitar a avaliação do desempenho dos recheios estruturados

em uma torre de vácuo de unidade industrial, foi aproveitada a realização do

teste para definição da carga máxima nas instalações da unidade de destilação

a vácuo da LUBNOR para a coleta de dados operacionais, incluindo

amostragem dos cortes destilados para lubrificantes para realização de

simulação da unidade. Embora o objetivo principal do teste não tenha sido a

avaliação do desempenho da coluna de destilação, o fato de ter-se operado a

coluna em diversos patamares de vazão e com dois diferentes tipos de

petróleo, permitiu a avaliação do desempenho dos seus recheios em diferentes

condições de vazões de líquido e vapor.

O teste foi conduzido com dois diferentes tipos de petróleo e em

campanhas distintas, favorecendo a coleta de informações em condições

operacionais diversas. A simulação de processo foi realizada utilizando-se o

simulador de propriedade da PETROBRAS (PETROX). Alguns ajustes nas

simulações foram necessários, em função da ausência de coleta de amostras

dos gases e do hidrocarboneto líquido do vaso do sistema de geração de

vácuo. Esse fato causou algumas diferenças significativas, em especial nas

condições de equilíbrio do vaso de topo da torre de vácuo, como conseqüência,

houve dificuldades para reproduzir as propriedades da nafta de topo

(densidade e início de destilação). Outro ponto que prejudicou a estimativa das

53

condições do vaso de topo da coluna é que os petróleos processados possuem

poucos leves, havendo uma descontinuidade muito acentuada no início da sua

curva PEV, provocando essas imprecisões nas propriedades de início da faixa

da nafta.

O plano de análise dos testes consistiu da determinação das seguintes

propriedades dos produtos: densidade 20/4 °C, viscosidades e teor de

asfaltenos. Para os destilados Nafta e Gasóleo Leve foram feitas destilações

ASTM D86. No caso dos destilados naftênicos foram realizadas as destilações

a alta temperatura (HTSD 750), além da determinação da tensão superficial. A

destilação HTSD 750 também foi utilizada para os cortes slopwax e CAP.

Nas Tabela III.3.1 e III.3.2, estão os métodos de análises executados e

suas faixas de precisão dos resultados experimentais, repetibilidade (REPE) e

reprodutibilidade (REPRO):

1) Densidade d20/4 °C: método ASTM D 1298: REPE = 0,0006;

REPRO = 0,0015 (para cortes médios do petróleo), resumo do

método no item A.VI.3;

2) Destilação ASTM D 86: os valores de REPE e REPRO estão

apresentados na Tabela III.3.1 em função das temperaturas dos

cortes adjacentes e seus rendimentos volumétrico), resumo do

método no item A.VI.2.

Tabela III.3.1. Valores de REPE e REPRO do método de destilação ASTM D86

%vol REPE º C REPRO º C

PIE 3,5 8,5

5 1,1 + 1,08 Sc 2,0 + 2,53 Sc

10 1,1 + 1,42 Sc 3,0 + 2,64 Sc

20-70 1,1 + 1,42 Sc 2,9 + 3,97 Sc

80 1,1 + 1,42 Sc 3,0 + 2,64 Sc

90-95 1,1 + 1,08 Sc 2,0 + 2,53 Sc

PFE 3,5 10,5

Sc = (Tu – Ti)/(Vu-Vi), onde :

54

Tu e Ti são as temperaturas dos cortes adjacentes superior e inferior ao

corte medido;

Vu e Vi são os rendimentos volumétricos dos cortes adjacentes superior e

inferior ao corte medido.

3) Destilação ASTM D 6352 : método padrão para distribuição de

pontos de ebulição de destilados de petróleo na faixa de 174 a

700 °C por cromatografia gasosa, resumo no item A.VI.1.

A PETROBRAS utiliza a metodologia HTSD 750, baseada no método

ASTM D 6352, para determinação de pontos de destilação até 750 °C. Embora

os resultados desse método estejam relacionados a percentagens vaporizadas

em base mássica, por experiência PETROBRAS, os resultados desse ensaio

correspondem à destilação de ponto de ebulição verdadeira (PEV) em base

volumétrica para os cortes situados na região dos destilados das torres de

vácuo.

Tabela III.3.2. REPE e REPRO de temperaturas em função da percentagem

recuperada usando uma coluna de fase estacionária a 100% de

dimetilpolysiloxan

%mássica recuperada Repetibilidade, °C Reprodutibilidade, °C

0,5 (PIE) 8,1 49,1

2 3,7 15,4

5 2,3 9,0

10 2,8 7,1

20 2,7 6,2

30 2,4 5,9

40 2,6 6,0

50 2,7 6,4

60 2,4 6,4

70 3 7,2

80 3 7,8

90 3,4 10,5

95 4,7 14,3

98 6,3 21,8

99,5 (PFE) 13,9 38,1

55

As destilações obtidas dos produtos destilados naftênicos, obtidas no

simulador, foram usadas para a determinação do grau de fracionamento da

coluna, após conversão das mesmas para destilação ASTM D 86. Essa

destilação é adotada usualmente pela indústria de petróleo como base

comparativa de fracionamento entre cortes adjacentes de uma coluna. Adota-

se a diferença entre a temperatura do ponto 5%, em volume, do corte mais

pesado e a temperatura do ponto 95%, em volume, do corte mais leve

adjacente (GAP5). A Tabela III.3.3, apresenta uma comparação entre o grau de

fracionamento requerido no projeto, quando da escolha dos recheios, entre os

cortes DNL x GOL e DNM x DNL, e o grau de fracionamento obtido através das

simulações realizadas na pré-partida da unidade, com o Petróleo B e nas

etapas do teste de carga máxima para os Petróleos A e B, objeto do presente

estudo. As simulações do projeto, com o Petróleo A, e a de pré-partida da

unidade, com o Petróleo B, foram realizadas com o simulador comercial

PRO-II.

Tabela III.3.3 Valores de GAP5 ASTM D 86 para os cortes destilados da

LUBNOR

GAP5 ASTM D 86 PROJETO PETRÓLEO

A

PETRÓLEO

B

SIMULAÇÃO

PARTIDA

DNL x GOL 10 °C -1,1 °C -3,9 °C 26,7 °C

DNM x DNL 10 °C -65 °C - -

DNP x DNL - - 1,4 °C 18,4 °C

Pode-se notar uma grande discrepância nos resultados, em parte devido

ao fato de que, mesmo para o Petróleo A, usado como base de projeto, ou o

Petróleo B, usado na simulação pré-partida, a distribuição de vazões entre os

cortes era muito diferente da atualmente praticada. Por outro lado, nessas duas

simulações, projeto e pré-partida, foi utilizada a retirada intermediária de

gasóleo pesado (GOP), entre os cortes DNM e DNL, retirada essa não utilizada

durante os testes de carga máxima. Um outro ponto que vale a pena ressaltar é

que, nas simulações mencionadas anteriormente, foram considerados 2

estágios teóricos entre os cortes DNL x GOP, e mais 2 estágios teóricos entre

os cortes GOP x DNM. No presente estudo, os resultados das simulações

56

indicaram a existência de apenas 1 estágio teórico entre os cortes DNM e DNL,

para o Petróleo A, e dois estágios teóricos entre os cortes DNP e DNL, para o

Petróleo B, sendo que, em ambos os casos não existe retirada intermediária de

produto entre esses cortes. A diferença de distribuição de retiradas de produtos

tem grande influência na determinação do grau de fracionamento dos produtos

em questão. Além disso, comparam-se resultados práticos com aqueles de

previsão teórica, onde as influências de dispositivos de contato da coluna não

são levadas em consideração.

III.4. Avaliação da Tensão Superficial

Na busca da verificação da influência do valor da tensão superficial das

frações de petróleo no cálculo do HETP dos recheios estruturados em uso na

torre de vácuo da LUBNOR, foram realizadas determinações experimentais da

tensão superficial das amostras coletadas, durante os testes de carga máxima,

dos destilados Naftênicos Leve, Médio e Pesado. Além dessas amostras,

outros dois conjuntos de amostras, coletados em julho/06, com os mesmos

dois petróleos e campanhas diferenciadas no nível de carga nominal da

unidade também foram analisados.

Essas amostras foram analisadas em Laboratório do LADEQ, utilizando

um tensiômetro tipo K100SF da Kruss, cuja foto encontra-se na Figura III.4.1.

Este tensiômetro pode utilizar diversos métodos para determinação da tensão

superficial, tendo sido escolhido o método da placa, pelas seguintes razões: 1)

não necessitar de correções das leituras obtidas e 2) não ser necessária

determinação da densidade do líquido. No método da placa o líquido é elevado

até o contato entre a superfície ou interface e a placa e o valor da tensão

superficial ser registrado. A tensão máxima atua na balança neste instante; isso

significa que a amostra não necessita ser movida novamente durante a

medida.

57

Figura III.4.1. Foto do Tensiômetro Kruss K100SF do LADEQ utilizado para

medição da tensão superficial dos destilados naftênicos pelo método da placa

A tensão é calculada usando a seguinte equação

θσ

cosL

F=

σ = tensão superficial, mN/m;

F =força que atua na balança, N;

L =comprimento molhado, mm;

θ =ângulo de contato.

A placa é feita de platina rugosa e tem ótima molhabilidade, assim o

ângulo de contato é quase 0(zero), ou seja, o seu cosθ é aproximadamente 1,

o que faz com que a medida só dependa da força e do comprimento da placa.

As análises foram realizadas à temperatura ambiente 25 °C e em banho

aquecido a 70 °C. A variável dp, apresentada na Tabela III.4.1, é o desvio

padrão entre as 10 leituras realizadas para cada amostra. A resolução das

leituras é de 0,001 mN/m. Dos resultados de laboratório apresentados na

Tabela III.4.1, vemos que apenas uma das amostras apresentou um resultado

aparentemente incoerente, a análise @ 25 °C do corte DNM para o caso do

Petróleo A.

58

Tabela III.4.1. Resultados experimentais de tensão superficial

Óleo TS média (mN/m) dp TS média (mN/m) dp11/jul DNM 029961-84 31,792 0,047 28,937 0,119

PETRÓLEO A DNP 027249-00 32,521 0,11 29,743 0,109

21/ago DNL 029959-60 31,124 0,17 27,596 0,05PETRÓLEO A DNM 027246-50 32,022 0,088 29,484 0,117

DNP 027250-36 32,569 0,113 29,655 0,111

22/ago DNL 026956-17 30,785 0,013 28,311 0,098PETRÓLEO A DNP 027251-17 32,816 0,171 29,535 0,073

24/ago DNL 026913-87 30,901 0,032 27,784 0,132PETRÓLEO A DNM 027245-79 28,913 0,105 28,314 0,093

DNP 027252-06 32,547 0,102 29,777 0,102

25/ago DNL 026957-06 31,072 0,044 28,495 0,196PETRÓLEO B DNP 027253-89 32,765 0,102 30,201 0,069

26/ago DNL 026958-89 31,138 0,066 28,193 0,089PETRÓLEO B DNP 027248-11 33,045 0,115 30,159 0,063

25ºC 70ºC

Esses resultados foram comparados com os resultados calculados pelo

simulador de processo PETROX através da correlação de Sanborn e Evans

(1953) [apud Manual do PETROX (2005)], para os cortes destilados obtidos

nos balanços de processo das diversas etapas do teste, seguindo sugestão de

Taylor (2006) para a busca de correlações que melhor reproduzam as

propriedades de transporte dos fluidos envolvidos na transferência de massa

em recheios. Encontrou-se um erro máximo menor de 9% entre os extremos

dos valores determinados, como previsto pela correlação, desconsiderando-se

o ponto de resultado incoerente já comentado anteriormente, como pode ser

visto na Tabela III.4.2.

Tabela III.4.2. Comparação entre os resultados de tensão superficial

experimentais e gerados no simulador PETROX

PETROX EXPERIMENTAL % PETROX EXPERIMENTAL %

DNL 29,91 28,49 4,98 33,53 31,07 7,92DNP 32,16 30,20 6,49 35,38 32,76 8,00

PETROX EXPERIMENTAL % PETROX EXPERIMENTAL %

DNL 30,16 27,78 8,57 33,79 30,90 9,35DNM 30,71 28,31 8,48 34,28 28,91 18,57DNP 32,16 29,78 7,99 35,43 32,55 8,85

70ºC

25ºC

25ºC

PETRÓLEO B - CARGA 1.125 M³/D

PETRÓLEO A - CARGA 1.300 M³/D

σ(mN/m)

70ºC

Para avaliar a influência desse erro no cálculo do HETP, usamos a

equação de HETP proposta por Olujić e colaboradores (2004), considerando-

59

se para cada destilado as demais propriedades constantes e dando-se um

acréscimo de 10 e 20% nos valores da tensão superficial. Os valores de HETP,

em m, resultantes dessa verificação, apresentaram uma variação, em relação

ao caso base do Petróleo A, entre 2,2 a 8,3 %, abaixo das variações máximas

encontradas nos HETP’s estimados no presente trabalho para os recheios

analisados, como pode ser visto na Tabela III.4.3. Ou seja, pode-se inferir que,

dentro do universo dos dados analisados, o valor das tensões superficiais

calculadas pelo PETROX não são fontes de erros significativos na

determinação do HETP de recheios estruturados.

Tabela III.4.3. Valores de HETP (m) determinados considerando-se uma

variação de 10 e 20% no valor da tensão superficial do caso base

LEITO GOL x NAFTA DNL x GOL DNM x DNL DNP x DNM

TOPO FUNDO TOPO FUNDO TOPO FUNDO TOPO FUNDO

BASE 0,302 0,538 0,671 0,429 0,467 0,435 0,361 0,324

σ x 1,1 0,310 0,550 0,689 0,442 0,483 0,450 0,375 0,337

Err 1% 2,65 2,23 2,68 3,03 3,43 3,45 3,88 4,01

σ x 1,2 0,318 0,562 0,707 0,454 0,499 0,466 0,390 0,351

Err % 5,3 4,46 5,37 5,83 6,85 7,13 8,03 8,33

60

Tabela III.4.4. Perfil de variação da tensão superficial e viscosidades ao longo da torre de vácuo da LUBNOR, para o Petróleo A.

Tabela III.4.5. Perfil de variação da tensão superficial e viscosidades ao longo da torre de vácuo da LUBNOR, para o Petróleo B.

61

Capítulo IV - Simulação no PETROX

IV.1. – Características principais do simulador de processo PETROX

O PETROX é um programa simulador de processos desenvolvido na

PETROBRAS. O PETROX é um simulador do tipo estático e seqüencial-

modular. A simulação estática, incluindo ou não operações de otimização, é

usada em projetos de instalações de processo, e recebe este nome por

reproduzir a operação em regime estacionário em contraposição à simulação

dinâmica, que leva em conta as variações ao longo do tempo. O tipo

seqüencial-modular indica que o simulador calcula as operações unitárias

como módulos isolados, ligados uns aos outros apenas por correntes de

processo, e seguindo uma seqüência pré-determinada.

O PETROX tem sido utilizado com sucesso em modificações de projeto

(revamps) e projeto de várias unidades de produção da PETROBRAS, sendo o

simulador padrão de diversos grupos de projeto, acompanhamento e melhoria

de processos da companhia.

As características principais do PETROX são:

• Petróleos nacionais - Banco proprietário de propriedades, contendo

parâmetros de interação ajustados especialmente para o simulador e

características levantadas em laboratórios próprios de todos os petróleos

nacionais e dos principais petróleos internacionais;

• Qualidade de produto - Métodos de cálculo de propriedades especiais

da área de refino, como intemperismo, formação de hidratos, etc.;

• Pacotes de caracterização desenvolvidos para torres de vácuo para

petróleos nacionais pesados.

IV.2. – Simulação da Unidade de Destilação a Vácuo

A simulação da unidade de destilação a vácuo da LUBNOR – UVAC, foi

conduzida a partir dos dois casos de operação escolhidos durante a realização

do teste de carga máxima da unidade, descrito no Anexo I, quais sejam: caso

1: Petróleo A, com carga de 1.300 m³/d e produção dos destilados naftênicos

leve (DNL), médio (DNM) e pesado (DNP); caso 2 - Petróleo B, com carga de

1.125 m³/d, produção dos destilados naftênicos leve (DNL) e pesado (DNP).

62

Nos dois casos da simulação a retirada do destilado gasóleo leve (GOL) foi

feita na panela coletora abaixo do leito 2 da torre de destilação, ou seja, para a

efetiva separação entre os cortes GOL e NAFTA foram usados os leitos 1 e 2

da coluna, que foram tratados, para cálculo de eficiência como um leito único.

Foi adotado na simulação o pacote termodinâmico desenvolvido pelo

CENPES para petróleos nacionais pesados.

O diagrama de blocos da simulação encontra-se representado na Figura

IV.2.1. No módulo FORNO VÁCUO entram as correntes PETRÓLEO, BSW e

DILUENTE, sendo especificados as condições de temperatura e pressão na

saída de forno da unidade. A corrente BSW representa o teor de água residual

na corrente óleo após o processo de dessalgação. A corrente DILUENTE

representa o reciclo de GOL para diluir a carga na entrada da unidade, face

aos altos valores de viscosidade dos petróleos A e B. O módulo LINHA DE

TRANSFERÊNCIA foi representado por uma expansão adiabática com pressão

de saída especificada, correspondente a pressão da zona de vaporização da

coluna de vácuo. A coluna de destilação foi simulada pelo método rigoroso,

Inside-Out (IO), fixando-se o perfil de pressões e número de estágios teóricos,

que foram manipulados a cada rodada intermediária. Relatório simplificado das

simulações encontram-se no Anexo III.

GÁS RESIDUAL

ÁGUA

NAFTA

GOLPETRÓLEO

DNLBSW

DNMDILUENTE

DNP

SLOPVAPOR

RV

TORRE DE VÁCUO

FORNO VÁCUO T,P

LINHA DE TRANSFERÊNCIA

P

Perfil de P

estágios

Figura IV.2.1. Diagrama de blocos da simulação da unidade

63

A primeira etapa da simulação consistiu na caracterização do petróleo

em pseudo-componentes no simulador PETROX. Para determinação dos

pseudo-componentes, inicialmente buscou-se trabalhar com as curvas de

destilação (PEV) e de densidades dos petróleos A e B existentes no banco de

dados de avaliação de petróleos de propriedade da PETROBRAS – BDAP,

pois durante o teste de carga máxima não foi realizado o ensaio de destilação

do petróleo que estava entrando na unidade. Algumas tentativas foram feitas

de ajuste no Petróleo A, variando-se o número de cortes em função da

percentagem volumétrica, mas a alimentação conjunta da curva de destilação e

da curva de densidades do BDAP, não se mostrou representativa dos dados de

campo, especialmente na região inicial da curva correspondente ao corte da

NAFTA de topo da coluna. Partiu-se, então, para composição da curva de

petróleo através da mistura dos produtos obtidos, backmixing, usando-se os

resultados das destilações e densidades médias dos destilados obtidos no

teste, considerando-se as vazões obtidas nas etapas escolhidas. Essa mesma

abordagem foi descrita em Golden e Costanzo (1990), onde os autores, ao

analisar o desempenho de uma coluna de destilação atmosférica de refinaria,

assumiram que as análises do produto estavam corretas e partiram para a

composição do petróleo pela mistura dos produtos. Por não ter sido possível a

realização da amostragem do gás residual gerado durante o teste, nem a

medição confiável da sua vazão, foram utilizados a composição e o rendimento

relativo dessa corrente, existente no BDAP, consciente das possíveis falhas

dessa escolha.

Como pode ser visto nos gráficos abaixo, representados nas Figuras

IV.2.2 e IV.2.3, a comparação da curva de destilação PEV dos petróleos

existentes no BDAP com os resultados obtidos na caracterização, as curvas

geradas apresentaram uma boa aderência aos dados do BDAP, cabendo

destacar que, em ambos os petróleos, o ponto de destilação 5% volumétrico

apresentou um descolamento entre a temperatura determinada pelo simulador,

e a temperatura experimental desse mesmo ponto encontrada no BDAP. Outro

fato é que a curva de destilação do Petróleo B teve uma maior parte de pontos

extrapolados do que a do Petróleo A. Uma característica comum a esses dois

petróleos é o seu baixo rendimento de leves, levando a dificuldades de análise

desses componentes com precisão, gerando uma descontinuidade no início da

64

curva de destilação. A influência das aproximações realizadas nas

caracterizações pode ser vista na Tabela IV.2.1, através da comparação dos

valores de densidade a 20/4°C encontrados no BDAP, Simulador e teste de

campo. Quanto aos valores de densidades dos cortes obtidos na simulação,

mesmo com uma maior diferença encontrada na densidade média do Petróleo

A, apesar das tentativas exaustivas de redefinição de cortes feitas, ficaram

próximos dos dados de campo, como pode ser visto na Tabela IV.2.4 a

comparação das simulações com os dados operacionais.

Tabela IV.2.1 Resultados de densidade 20/4 °C dos petróleos A e B.

PETRÓLEO A PETRÓLEO B

BDAP 0,9740 0,9774

SIMULADOR 0,9659 0,9655

EXPERIMENTAL 0,9734 0,9672

PEV PETRÓLEO A: BANCO DE DADOS x SIMULADOR

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 20 40 60 80 100 120

% VOL

TE

MP

ER

AT

UR

AS

, C

BANCO DEPETRÓLEO

PETRÓLEO A

Figura IV.2.2. Dados de destilação PEV do Petróleo A, BDAP e resultado do

simulador.

65

PEV PETRÓLEO B: BANCO DE PETRÓLEO x SIMULADOR

-20

80

180

280

380

480

580

680

780

880

980

0 20 40 60 80 100 120

% VOL

TE

MP

ER

AT

UR

A, C

BANCO DEPETRÓLEO

PETRÓLEO B

Figura IV.2.3. Dados de destilação PEV do Petróleo B, BDAP e resultado do

simulador.

A Figura IV.2.4, representa a equivalência entre os internos da torre de

vácuo da LUBNOR e o número de estágios teóricos determinados nas

simulações. Ressaltamos que a simulação mais representativa da coluna no

caso do Petróleo A precisou de 18 estágios teóricos, enquanto no caso do

Petróleo B a simulação fechou com 17 estágios teóricos. O estágio 1 sendo o

condensador de topo da coluna, em ambos os casos. O relatório simplificado

de saída da simulação encontra-se no Anexo III. No caso do Petróleo B não

existiu a retirada de DNM.

66

Figura IV.2.4. Esquema comparativo entre internos da torre de vácuo da

LUBNOR e o número de estágios teóricos adotados na simulação.

Na primeira tentativa de fechamento do balanço das simulações, tentou-

se enquadrar as propriedades dos destilados obtidos, destilação e densidade,

as vazões de produto de modo a enquadrar o perfil de temperatura na coluna e

as especificações dos produtos destilados (NAFTA, GOL, DNL, DNM, DNP,

SLOPWAX e CAP). No caso do Petróleo B, as vazões de GOL e de

sobrevaporizado foram as que mais se afastaram da prática: 55 % no Gol e

40,6 % no SLOP; já no caso do Petróleo A, foi a vazão do DNM que ficou com

uma variação totalmente fora da realidade – 80%. Esse comportamento pode

ser observado na Tabela IV.2.2.

67

Tabela IV.2.2. Resultados comparativos das vazões dos casos de estudo e dos

dados de simulação.

PETRÓLEO A – AJUSTES DE VAZÕES PETRÓLEO B - AJUSTES DE VAZÕES

TESTE SIMUL TESTE SIMUL

Vazão m³/d m³/d % Vazão m³/d m³/d %

Carga 1300 1300 0,0 carga 1125 1125 0,0

Nafta 33,6 26,5 -21,1 nafta 59,1 49,2 -16,8

GOL 64,8 70,3 8,5 GOL 44,9 69,9 55,7

DNL 124,8 110,4 -11,5 DNL 114,3 115,2 0,8

DNM 60 108 80,0 DNM - - -

DNP 242 237,6 -1,8 DNP 233 237,6 2,0

Slop 35,3 42,7 21,0 Slop 23,9 33,6 40,6

RV ND 693,6 RV ND 615,4

CAP 732 784,3 7,1 CAP 644,7 648,9 0,7

Buscando a redução das diferenças nos valores das vazões dos

destilados, partiu-se para a fixação das vazões de seus produtos. Para

enquadrar as demais propriedades, foi utilizada a variação do número de

estágios teóricos da coluna. Com essa nova abordagem, conseguiu-se uma

boa aderência nas simulações, pois o perfil de temperatura (simulado) ao longo

da coluna não variou muito do esperado, nos dois casos e os produtos

permaneceram dentro das especificações, conforme pode ser verificado na

Tabela IV.2.3. A maior variação, encontrada na vazão da corrente slop no

Petróleo B (40%) foi considerada razoável face às imprecisões de leitura de

vazão dessa corrente na prática, além de algumas dificuldades no ajuste do

controle de nível da sua panela de retirada. Além disso, como pode ser visto

na Figura IV.2.4, essa retirada pertence à faixa de extrapolação da curva de

destilação PEV desse petróleo.

As Tabela IV.2.6 e IV.2.7 comparam os resultados das destilações dos

produtos obtidos experimentalmente e os resultados da simulação. Foi

considerada a equivalência direta entre as curvas de destilação simulada a alta

temperatura em base mássica, com a curva de destilação PEV para os cortes

destilados naftênicos, SLOP e CAP. As diferenças maiores foram apresentadas

na corrente SLOP e CAP, esse fato pode ser explicado pela presença de algum

68

nível de arraste de RV para a região superior da coluna através do bocal de

entrada de carga, fato esse não considerado no simulador. Outros fatores que

contribuíram para essa diferença foram ausência de indicação de temperatura

da corrente SLOP para ajuste da simulação, dificuldades no controle de nível

da panela de retirada, entre outras possíveis causas.

Tabela IV.2.3. Tabela comparativa de vazões encontradas nas simulações e

testes de campo



Vazão m³/d m³/d % m³/d m³/d %

CARGA 1300 1300 0,00 1125 1125 0,00

NAFTA 33,6 33,6 0,00 59,1 59 -0,17

GOL 64,8 64,8 0,00 44,9 44,9 0,00

DNL 124,8 124,8 0,00 114,3 115,2 0,79

DNM 60 60 0,00 nd

DNP 242 276 14,05 233 233 0,00

SLOP 35,3 36,4 3,12 23,9 33,6 40,59

RV 694,1 615,4

CAP 732 730,5 -0,20 644,7 660,5 2,45

REFL TOPO 444,7 526,3 18,35 391 431,3 10,31

REFL CIRC 813,4 820,6 0,89 714 855,8 19,86

REFL LEITO 7 161,8 178,3 10,20 130 157,7 21,31

DILUENTE 201 201 0,00 191 191 0,00

69

Tabela IV.2.4. Tabela comparativa de densidades dos produtos encontradas

nas simulações e testes de campo



Vazão d20/4 d20/4 % d20/4 d20/5 %

NAFTA 0,8524 0,8536 0,14 0,8440 0,8484 0,52

GOL 0,8848 0,8854 0,07 0,8852 0,8846 -0,07

DNL 0,9175 0,9135 -0,44 0,9137 0,9103 -0,37

DNM 0,9241 0,9199 -0,45 nd nd nd

DNP 0,9375 0,9377 0,02 0,9397 0,9380 -0,18

SLOP 0,9603 0,9621 0,19 nd 0,9557 nd

CAP nd 1,0066 nd nd 1,0046 nd

Tabela IV.2.5. Perfil de temperaturas encontrados nas simulações e testes

experimentais



Temp,C Temp,C % Temp,C Temp,C %

Condensador 45,3 44,3 -2,21 44,9 44,5 -0,89

Topo 137,6 140,1 1,82 137,6 144,4 4,94

Retirada GOL 182 182,4 0,22 182 184,9 1,59

Retirada DNL 219 221,4 1,10 219,8 218,9 -0,41

Retirada DNM 239 237,9 -0,46 ND ND ND

Retirada DNP 292,7 291,0 -0,58 291,9 283,7 -2,81

Retirada SLOP ND 334,7 ND ND 325,9 ND

Zona Vaporização 346,9 346,5 -0,12 342,2 344,7 0,73

Retirada RV 336,9 340,4 1,04 352 350,6 -0,40

70

Tabela IV.2.6. Resultados comparativos de destilações experimentais e

resultados da simulação dos produtos do Petróleo A

71

Tabela IV.2.7. Resultados comparativos de destilações experimentais e

resultados da simulação dos produtos do Petróleo B

72

IV.3. Escolha dos componentes chave-leve e chave-pesado

A etapa seguinte ao fechamento das simulações foi a escolha dos

componentes chave-leve e chave-pesado, nos estágios de topo e fundo dos

recheios a serem analisados, para que fosse possível o cálculo das

difusividades da fase líquida e vapor, necessárias para uso nos métodos

teóricos de transferência de massa. A escolha dos componentes chaves foi

baseada no seguinte critério: o chave-leve seria o componente a partir do qual,

o somatório da fração molar desse componente e mais leves estariam

presentes próximo a 1% na fase líquida do fundo do recheio, enquanto o

chave-pesado, seria o componente a partir do qual, o somatório da fração

molar desse componente e mais pesados próximo a 1% na fase vapor do topo

do recheio. As Tabelas IV.3.1 e IV.3.2 representam os pseudo-componentes,

chave-leve e chave-pesado, selecionados para cada um dos leitos analisados,

nos dois casos de simulação.

Tabela IV.3.1. Relação dos pseudo-componentes, chave-leve e chave-pesado,

suas frações molares, no topo e fundo, de cada leito analisado da torre de

vácuo da LUBNOR para o Petróleo A.

LEITO 1+2

PMV molar

(m³/kmol)xT yT xF yF

chave-leve NBP 215 162,1 0,5670 0,0576 0,0428 0,0037 0,0083

chave-pesado NBP 267 199,6 0,6794 0,0126 0,0020 0,0341 0,0197

LEITO 3

xT yT xF yF

chave-leve NBP 242 180,8 0,6238 0,0100 0,0144 0,0024 0,0068

chave-pesado NBP 312 235,2 0,7686 0,0102 0,0022 0,0180 0,0088

LEITO 4

xT,F yT,F

chave-leve NBP 246 183,7 0,6324 0,0021 0,0076

chave-pesado NBP 383 311,6 0,9904 0,007 0,0007

LEITO 5

xT,F yT,F

chave-leve NBP 252 188,4 0,6471 0,002 0,0087

chave-pesado NBP 404 337,7 1,0591 0,0088 0,0008

PETRÓLEO A

FUNDOTOPO

TOPO/FUNDO

Componentes

TOPO/FUNDO

TOPO FUNDO

73

Tabela IV.3.2. Relação dos pseudo-componentes chave-leve e chave-pesado e

suas frações molares no topo e fundo de cada leito analisado da torre de vácuo

da LUBNOR para o Petróleo B.

A volatilidade relativa dos componentes chave-leve e chave-pesado, foi

determinada, nas condições de topo e fundo dos leitos analisados, utilizando-

se a metodologia dos pares pseudo-binários de Hengstebeck citada em Kister

(1992). A concentração molar dos pseudo-binários é tal que , a fração molar

do chave-leve, em determinado estágio, na fase vapor é dada por

)( HKLK

LK

LKyy

y

+=Υ , calculada a partir da fração molar dos chaves leve e

pesado desse mesmo estágio. Do mesmo modo que, a fração molar do chave-

leve, em determinado estágio, na fase líquida é dada pela expressão

)( HKLK

LK

LKxx

x

+=Χ , calculada a partir da fração molar dos chaves leve e

pesado desse mesmo estágio. A volatilidade relativa do par pseudo binário,

LKα ,para o topo e fundo do recheio é calculada do seguinte modo

HK

HK

LK

LK

LK

XY

XY

=α . Para os leitos em estudo os valores estão representados na

Tabela IV.3.3.

LEITO 1+2

PM V molar

(m³/kmol) x T y T x F y F

chave-leve NBP 217 164,5 0,5827 0,0303 0,0227 0,0023 0,0053

chave-pesado NBP 272 203,7 0,6939 0,0151 0,0022 0,0394 0,0214

LEITO 3x T y T x F y F

chave-leve NBP 240 180,4 0,6294 0,0049 0,0079 0,0016 0,0049

chave-pesado NBP 333 256,8 0,8350 0,0023 0,0003 0,0197 0,0054

LEITO 4+5 x T y T x F y F

chave-leve NBP 249 187,0 0,6475 0,0021 0,0069 0,0016 0,0070

chave-pesado NBP 385 314,3 1,003 0,0149 0,0014 0,0184 0,0025

FUNDO

FUNDO

TOPO

PETRÓLEO B

FUNDO

Componentes

TOPO

TOPO

74

Tabela IV.3.3. Representação dos pares pseudo-binários para os diversos

leitos da torre de destilação a vácuo para os petróleos A e B.

XLK,T YLK,T XLK,F YLK,F αLK,T αLK,F XLK,T YLK,T XLK,F YLK,F αLK,T αLK,F

0,8205 0,9554 0,0979 0,2964 1,16 3,03 0,6674 0,9116 0,0552 0,1985 1,37 3,60

XLK,T YLK,T XLK,F YLK,F αLK,T αLK,F XLK,T YLK,T XLK,F YLK,F αLK,T αLK,F

0,4950 0,8675 0,1176 0,4359 1,75 3,71 0,6806 0,9634 0,0751 0,4757 1,42 6,33

XLK,T YLK,T αLK,T XLK,T YLK,T αLK,T XLK,T YLK,T XLK,F YLK,F αLK,T αLK,F

0,2308 0,9157 4,00 0,1852 0,9158 4,95 0,1235 0,8313 0,0800 0,7368 6,73 9,21

PARES PSEUDO-BINÁRIOS LEITO 3PARES PSEUDO-BINÁRIOS LEITO 3

LEITO 4 LEITO 5 PARES PSEUDO-BINÁRIOS LEITO 4 + 5


PARES PSEUDO-BINÁRIOS LEITO 1 + 2 PARES PSEUDO-BINÁRIOS LEITO 1 + 2

75

Capítulo V – Análise dos Resultados de HETP

Para avaliação da eficiência dos leitos da torre de vácuo da LUBNOR,

foram escolhidos, dentre os 7 leitos da coluna, representados na Figura IV.2.4,

os leitos 1 a 5, por serem regiões de fracionamento, compostas por recheios

estruturados, seguindo o objetivo do presente estudo de avaliação do

desempenho de regiões de fracionamento em torres industriais. Os demais

leitos dessa torre não se enquadravam na abordagem deste trabalho por ser o

leito 6 uma região de troca térmica e o leito 7 formado por recheios

randômicos. Na Tabela V.1 estão listados os leitos avaliados neste estudo e

suas principais características. Os leitos 1 e 2 foram tratados como leito único

por não existir retirada de produto intermediária entre a NAFTA e o GOL, nos

dois casos analisados, como também, pelo mesmo motivo, foram tratados os

leitos 4 e 5 no caso de processamento do Petróleo B.

Tabela V.1. Resumo das características dos leitos avaliados neste estudo

Leito 1 Leito 2 Leito 3 Leito 4 Leito 5

Recheio 125 Y 125Y 2Y 2Y 2Y

Altura (mm) 1758 914 2170 1120 1130

HETP (m)

projeto 0,84 0,84 0,53 0,53 0,53

Petróleo A GOL x NAFTA DNL x GOL DNM x DNL DNP X DNM

Petróleo B GOL x NAFTA DNL x GOL DNP X DNL

Com os dados de processo gerados pela simulação, foram calculados

os valores de HETP dos leitos de fracionamento selecionados da torre de

vácuo da LUBNOR, nos dois casos de operação do teste de carga máxima:

1) Caso 1 – 1.300 m³/d de carga, Petróleo A em campanha conjunta

de destilados DNL, DNM e DNP;

2) Caso 2 – 1.125 m³/d de carga, Petróleo B e campanha conjunta

de destilados DNL e DNP.

Como mencionado no capítulo anterior, na estimativa de HETP, foram

utilizados os Modelos de Transferência de Massa Teóricos: Modelo de Rocha,

Bravo & Fair (1993, 1996) e Modelo de Delft [Olujić e colaboradores (2004)].

76

No caso do Modelo de Delft foi utilizada uma planilha de cálculo, em Excel,

cedida através de correspondência particular pelo professor Zarko Olujić . As

equações desses dois métodos estão reproduzidas no Anexo IV [Orlando Jr.

(2007)].

Como não se teve acesso aos dados geométricos (comprimento do lado,

base e largura da corrugação) dos recheios existentes na torre de vácuo da

LUBNOR, Mellapak 125Y(leitos 1 e 2) e Mellapak 2Y(leitos 3,4 e 5), foi utilizado

como referência o recheio Mellapak 250Y, cujos dados geométricos estão

disponíveis em literatura [Kister (1992), Ribeiro e colaboradores (1998)]. Para

corrigir o valor do HETP calculado para os recheios 125Y e 2Y, foram adotados

os fatores de conversão encontrados em Carvalho e colaboradores (2007),

para o caso do ponto de eficiência de referência, reproduzidos na Tabela V.2,

por estarem os pontos de operação, dos recheios analisados, na faixa entre os

pontos de eficiência de referência e o máximo dessa tabela.

Tabela V.2. Fatores de equivalência de eficiência dos recheios da série

Mellapak da Sulzer, Carvalho e colaboradores (2007)

Recheio Eff mínima Eff referência Eff máxima

Mellapak 125Y 0,43 0,49 0,48

Mellapak 2Y 0,79 0,89 0,88

Mellapak 250Y 1,00 1,00 1,00

A Tabela V.3, mostra o resumo dos resultados obtidos na estimativa de

HETP, calculada pelos métodos teóricos de transferência de massa, pelos

dados de projeto fornecidos pela Sulzer e os resultantes das simulações de

processo realizadas. Como podem ser visto, os cálculos teóricos estão bem

próximos, enquanto os valores obtidos por simulação para os leitos 4 e 5

ficaram bastante afastados dos valores previstos no projeto. Os modelos

teóricos dão maior ênfase às influências associadas as características dos

recheios propriamente ditas (dados geométricos das corrugações, ângulos das

corrugações, área efetiva, tratamento de superfície, etc.), enquanto que, na

prática, o desempenho do recheio é fortemente influenciado pelo desempenho

dos internos associados, especialmente o distribuidor de líquido [Olson (1999),

Olujić (2002), Kister (2007), Marsiglia (2004), Torres (2003)].

77

Tabela V.3. Resultados de HETP calculados pelos modelos teóricos, projeto

(SULZER) e resultantes da simulação do PETROX

TOPO FUNDO MÉDIA TOPO FUNDO MÉDIA TOPO FUNDO MÉDIA TOPO FUNDO MÉDIA TOPO FUNDO MÉDIAS

UL

ZE

R

PROJETO 0,84 0,53 0,53 0,53 0,53

A 0,61 1,10 0,86 0,75 0,48 0,62 0,53 0,48 0,51 0,40 0,36 0,38

B 1,75 0,94 1,35 0,76 0,39 0,58 0,37 0,26 0,31erro % A/Proj 2,0 16,6 -4,6 -27,9

erro % B/Proj 60,3 9,2 -40,6

A 0,63 1,32 0,98 0,73 0,55 0,64 0,50 0,46 0,48 0,38 0,33 0,36

B 1,47 1,08 1,28 0,65 0,45 0,55 0,36 0,26 0,31erro % A/Proj 16,1 20,8 -9,4 -33,0

erro % B/Proj 51,8 3,8 -41,5

A 0,66 0,43 1,12 1,13

B 0,66 0,43 1,13erro % A/Proj -21,4 -18,9 111,3 113,2

erro % B/Proj -21,4 -18,9 113,2

A 0,77 0,83 0,80 0,44 0,43 0,44 0,43 0,42 0,43 0,43 0,43 0,43

B O,77 0,80 0,79 0,43 0,42 0,43 0,42 0,417 0,42erro % A/Proj -4,8 -17,9 -19,8 -18,9

erro % B/Proj -6,0 -18,9 -20,8

SIM

UL

AÇ

Ã0

SU

LP

AK

SIM

UL

AÇ

ÃO

DNP x DNM

DE

LF

TB

RF

199

3,19

96

Co

mp

araç

ão d

os

HE

TP

's (

m)

DNP x DNL

125Y 2Y 2Y 2Y 2Y

GOL x NAFTA DNL x GOL DNM x DNL

Pode-se observar na Tabela V.3 que ambos os modelos teóricos

apresentaram resultados de HETP na mesma ordem de grandeza, para a

maioria dos leitos testados. A grande diferença entre os métodos, cujos

parâmetros principais estão apresentados nas Tabelas V.4 e V.5, reside no

cálculo da área superficial efetiva do recheio (ae), e nos cálculos dos

coeficientes de transferência de massa da fase líquida (kL). Essas diferenças

são decorrentes do modo de cálculo do diâmetro hidráulico equivalente dos

canais formados pelas corrugações do recheio. O Anexo IV apresenta as

equações desses dois modelos de cálculo.

78

Tabela V.4 Apresentação de alguns parâmetros de cálculos do HETP de

recheios estruturados usando os métodos teóricos de DELFT (2004) e BRF

(1993,1996), para o Petróleo B

TOPO FUNDO TOPO FUNDO TOPO FUNDO

kG, coeficiente TM fase vapor,m²/s 1,47E-02 1,93E-02 1,74E-02 1,57E-02 1,46E-02 1,35E-02

kL, coeficiente TM fase líquida,m²/s 1,63E-04 1,96E-04 1,68E-04 1,52E-04 1,34E-04 1,13E-04

ae, área superficial efetiva, m²/m³ 185 191 182 177 165 152β, fração da superfície usada para TM 0,78 0,81 0,77 0,75 0,70 0,64aP, área superficial do recheio, m²/m³ 236 236 236 236 236 236

HETP, m (250 Y) 0,86 0,46 0,68 0,35 0,33 0,23

kG, coeficiente TM fase vapor,m²/s 2,44E-02 3,27E-02 2,97E-02 2,65E-02 2,50E-02 2,29E-02

kL, coeficiente TM fase líquida,m²/s 8,46E-05 9,65E-05 8,20E-05 7,94E-05 7,46E-05 6,78E-05

ae, área superficial efetiva, m²/m³ 158,1 155,9 164,5 168,6 176,9 183,9β, fração da superfície usada para TM 0,63 0,62 0,66 0,67 0,71 0,74aP, área superficial do recheio, m²/m³ 250 250 250 250 250 250HETP, m (250 Y) 0,72 0,53 0,58 0,40 0,32 0,23

Caso B

modelo DELFT, 2004

modelo BRF1993,1996

GOL x NAFTA DNL x GOL DNP x DNL

Tabela V.5. Apresentação de alguns parâmetros de cálculos do HETP de

recheios estruturados usando os métodos teóricos de DELFT (2004) e BRF

(1993,1996), para o Petróleo A.

TOPO FUNDO TOPO FUNDO TOPO FUNDO TOPO FUNDO

kG, coeficiente TM fase vapor,m²/s 5,56E-02 2,04E-02 1,93E-02 1,71E-02 1,57E-02 1,49E-02 1,46E-02 1,40E-02

kL, coeficiente TM fase líquida,m²/s 1,81E-04 2,04E-04 1,88E-04 1,79E-04 1,59E-04 1,49E-04 1,37E-04 1,26E-04

ae, área superficial efetiva, m²/m³ 190 195 188 184 176 172 165 159β, fração da superfície usada para TM 0,80 0,83 0,80 0,78 0,74 0,73 0,70 0,67aP, área superficial do recheio, m²/m³ 236 236 236 236 236 236 236 236

HETP, m (250 Y) 0,30 0,54 0,67 0,43 0,47 0,43 0,36 0,32

kG, coeficiente TM fase vapor,m²/s 1,40E-01 3,43E-02 3,32E-02 2,89E-02 2,66E-02 2,52E-02 2,49E-02 2,37E-02

kL, coeficiente TM fase líquida,m²/s 9,00E-05 9,50E-05 7,90E-05 8,60E-05 8,00E-05 7,80E-05 7,50E-05 7,10E-05

ae, área superficial efetiva, m²/m³ 153,5 151,2 159,2 163 170 172,8 177,2 180,7β, fração da superfície usada para TM 0,61 0,60 0,64 0,65 0,68 0,69 0,71 0,72aP, área superficial do recheio, m²/m³ 250 250 250 250 250 250 250 250HETP, m (250 Y) 0,31 0,65 0,65 0,49 0,45 0,41 0,34 0,30

modelo BRF1993,1996

modelo DELFT, 2004

DNP x DNMCaso A GOL x NAFTA DNL x GOL DNM x DNL

O modelo de BRF (1993, 1996) mostrou-se mais conservativo no

cálculo da área, pois o fator β (ae/ap) desse modelo é bem menor do que o

proposto por Olujić e colaboradores (2004), fato esse acentuado para a região

de topo da coluna.

Os dois modelos retrataram bem o comportamento do Petróleo A, sendo

que o Modelo Delft apresentou uma concordância melhor nos três primeiros

leitos a partir do topo. No entanto, o mesmo não ocorreu com relação ao

Petróleo B, possivelmente devido à alta viscosidade desse petróleo. No caso

79

de operação com o Petróleo B, como explicado no Capítulo IV, as dificuldades

de fechamento do balanço da região de topo da coluna contribuíram para a

maior diferença apresentada nos cálculos dos HETP’s, para os recheios da

região de topo da coluna, entre os dois casos operacionais. Embora essas

mesmas dificuldades não tenham sido refletidas na definição do número de

estágios teóricos da simulação, que para a região de topo foi o mesmo nos dois

casos simulados.

Trabalhos experimentais conduzidos pelo F.R.I, não disponibilizados na

literatura aberta, apontam valores de HETP para os recheios estruturados

utilizados na LUBNOR da mesma ordem de grandeza dos informados pela

Sulzer. A regra prática sugerida por Harison e France [apud Kister (1992)] leva

a valores de HETP para o recheio Mellapak 125Y de 837 mm, enquanto para o

Mellapak 2Y esse valor é de 550 mm, coerentes com os dados informados pela

Sulzer.

Com o intuito de verificar as razões das grandes diferenças de valores

dos HETP’s encontrados nas simulações para os leitos 4 e 5, e aqueles

fornecidos pelo fabricante no caso do projeto, e das estimativas teóricas

realizadas, foi utilizada a análise do perfil radial de temperaturas, ao longo dos

diversos leitos da torre de vácuo. A Tabela V.6 mostra os valores encontrados

de diferenças de temperatura, correspondentes a 4 termopares de superfície,

localizados no costado da coluna na região dos leitos existentes. Na análise da

Tabela V.6 pode-se ver que os leitos 5, 6 e 7 da coluna apresentam diferenças

de temperaturas significativas, cerca de 20-35 °C, em ambos os casos

operacionais, o que é uma forte indicação de problemas de má distribuição de

líquido nesses leitos. Vê-se também que o leito 6, refluxo circulante de DNP, é

o que apresenta a pior distribuição.

No caso da distribuição de temperaturas radiais do leito 4, vê-se que no

caso de operação com o Petróleo A, onde foi realizada a retirada do destilado

naftênico médio (DNM), abaixo desse leito, o diferencial de temperatura radial

está 10°C acima do diferencial encontrado, para esse leito, no caso do Petróleo

B, onde não ocorreu retirada de produto nesse ponto. Como a vazão de líquido

para o distribuidor do leito 4, no caso do Petróleo A, está 50% acima da vazão,

para o mesmo distribuidor, no caso do Petróleo B, poderíamos supor que o

distribuidor instalado estaria com alguma restrição, que é acentuada pelo

80

aumento de vazão, causando transbordamento pelas calhas. Todavia, ao se

verificarem as vazões de projeto desse distribuidor, a vazão mínima prevista é

maior do que as vazões estimadas pela simulação, para os dois casos de

operação, sugerindo a existência de problemas decorrentes de má distribuição

de vapor para esse leito. Estudo mais detalhado desse distribuidor faz-se

necessário, não sendo entretanto escopo do presente estudo.

Por outro lado, pode ser visto na Tabela V.6, o pequeno diferencial

existente entre os dois termopares localizados na fase vapor, acima de cada

um dos leitos. No entanto, essa diferença de temperatura nos termopares

localizados acima do leito 6, está em torno de 37°C, o que pode estar tendo a

influência de suas localizações a apenas 70 mm acima do topo do leito 6,

devido a algum arraste de líquido do leito inferior. Esse perfil de diferenças de

temperatura na fase vapor da coluna mostra uma tendência à inexistência de

problemas de má distribuição de vapores ao longo da torre, e sim, problemas

de distribuição de líquido para os leitos.

Tabela V.6. Perfil de temperaturas radiais ao longo da coluna de destilação a

vácuo da LUBNOR

DATA∆TEMP, C PAREDE LEITO 1

∆TEMP, C VAP TOPO

LEITO 2

∆TEMP, C PAREDE LEITO 2

∆TEMP, C VAP TOPO LEITO 3


∆TEMP, C VAP TOPO LEITO 4


∆TEMP, C VAP TOPO

LEITO 5


∆TEMP, C VAP TOPO

LEITO 6


∆TEMP, C VAP TOPO

LEITO 7


MAXIMO 9,6 1,9 3,9 4,9 15,1 1,1 14,6 -3,3 20,7 30,7 24,9 -1,5 21,4

MINIMO 7,5 1,6 3,8 4,3 14,4 0,9 13,6 -3,4 20,0 30,3 23,8 -2,1 20,1

MEDIA 8,4 1,7 3,8 4,6 14,6 1,0 14,1 -3,3 20,5 30,5 24,3 -1,8 20,5

OK OK OK OK OK OK OK OK NOK NOK NOK OK NOK

MAXIMO 12,2 4,1 8,5 5,8 19,2 2,9 27,2 -2,8 35,0 37,7 33,1 0,1 28,0

MINIMO 9,7 2,5 7,3 4,1 17,3 1,5 21,1 -3,8 31,1 35,8 31,3 -0,2 26,1

MEDIA 11,3 3,3 8,1 4,9 18,3 2,1 25,0 -3,3 33,2 36,8 32,2 -0,1 27,0

OK OK OK OK ~OK OK NOK OK NOK NOK NOK OK NOK

B

A

RESUMO DAS TEMPERATURAS RADIAIS AO LONGO DA TORRE

Outros fatores podem estar contribuindo para o aparente baixo

desempenho do leito 5, e como conseqüência, uma tendência ao baixo

desempenho do leito 4, logo acima deste. Um desses fatores pode estar

associado à sua altura. O leito 5, assim como o leito 4, tem uma altura menor

(cerca de 1 m) se comparado aos leitos do topo da coluna, sendo assim, não

permite a regeneração do filme líquido devido à má distribuição inicial.

Segundo Hoek (1983), essa recuperação só ocorre a partir do terceiro

81

elemento do recheio, e como o leito 5, assim como o leito 4, contém apenas 5

elementos, essa regeneração fica prejudicada, mesmo que se parta de uma

boa distribuição de líquido para o leito.

A distribuição do vapor no fundo do leito 5 também é deficiente, devido à

presença da calha CHEVRON, que serve de suporte e coletor de líquido desse

leito. Esse dispositivo oferece baixa resistência à passagem do vapor que, caso

venha de uma má distribuição de leitos inferiores, tende a permanecer assim,

buscando caminhos preferenciais ao longo do leito e diminuindo a transferência

de massa. O espaçamento entre o fundo do leito 5 e o topo do leito 6 é metade

do espaçamento existente na coluna entre os outros leitos, como pode ser visto

na Figura V.1, que destaca a seção dos leitos 4, 5 e 6 da torre de vácuo da

LUBNOR. Nessa figura, os bocais de número 23 correspondem aos

termopares de superfície, enquanto que os bocais de número 21,

correspondem aos termopares de fase vapor.

Esse tipo de ocorrência de má distribuição em leitos de colunas de

processo, relativamente comum em torres industriais, [Kister (2007)], não está

incorporada nos cálculos de transferência de massa teóricos, como os

utilizados neste trabalho [Bravo, Rocha e Fair (1993, 1996) e Olujić (2004)],

daí a necessidade de serem usadas outras ferramentas de projeto que

garantam o desempenho do recheio. No entanto, não nos parece razoável a

busca de método de determinação de fatores de ajuste, como anteriormente

mencionado no item III.5, para os cálculos de HETP previstos pelos

fornecedores. Visto que, os mesmos se baseiam em testes em planta piloto,

comprovados através do uso de correlações teóricas para misturas binárias,

além dos eventuais fatores empregados pelos fabricantes baseados em

experiências prévias no fornecimento de recheios para colunas de destilação

em todo o mundo.

82

Figura V.1. Detalhe da posição relativa dos internos na região dos leitos 4, 5 e

6 da torre de vácuo da LUBNOR.

Um outro parâmetro utilizado para verificação do ponto de operação dos

leitos da torre de vácuo da LUBNOR foi o fator de capacidade dos recheios,

expresso pelo Cs. Esse parâmetro relaciona a velocidade do vapor ascendente

na área transversal da coluna com a relação entre as densidades das fases

vapor e líquida, sendo expresso em m/s (ft/s). Descrição mais detalhada pode

ser vista no Anexo V. Fez-se uma análise comparativa com valores sugeridos

por Kister (1994).

Os resultados dessa análise, resumidos na Tabela V.7, não indicaram

sobrecarga dos leitos analisados, ao contrário, mostraram que os leitos 1 e 2,

responsáveis pelo fracionamento GOL x NAFTA, encontram-se abaixo do limite

inferior sugerido.

Por outro lado, os valores de Cs para o leito 7, região de

sobrevaporizado da coluna, composto por recheios randômicos, indica que

essa é a região da coluna com mais sobrecarga de vazão de vapores. A

análise do perfil radial de temperaturas do leito 7 também apontou para

problemas de má distribuição de líquido nos dois casos operacionais, Petróleo

83

A e B. Ou seja, a análise conjunta desses dois parâmetros aponta que os

problemas da má distribuição dos leitos inferiores da coluna podem estar sendo

originados na região logo acima da zona de vaporização da coluna.

Tabela V.7. Resultados de Cs nos recheios da torre de vácuo da LUBNOR

GOL x NAFTA DNL x GOL DNM x DNL DNP x DNM RCDNP SLOP

RECHEIO 125 Y 2 Y 2 Y 2 Y 125 Y NR 1.75

Cs*, max (ft/s) 0,35 - 0,42 0,25 - 0,35 0,25 - 0,35 0,25 - 0,35 0,35 - 0,42 0,25 - 0,35

Cs, topo (ft/s) 0,20 0,29 0,26 - 0,23 0,31

Cs, fundo (ft/s) 0,29 0,26 - 0,24 0,31 0,28

Cs, topo (ft/s) 0,22 0,33 0,29 0,28 0,26 0,35

Cs, fundo (ft/s) 0,33 0,29 0,28 0,27 0,35 0,31

* Critério Kister (1994)

DADOS DE CS NOS LEITOS DA TORRE DE VÁCUO DA LUBNOR

PETRÓLEO B

PETRÓLEO A

84

Capítulo VI - Conclusões e Sugestões

O objetivo principal do presente trabalho foi o de analisar o desempenho

de leitos contendo recheios estruturados em uma coluna industrial. Escolheu-

se a torre de vácuo para produção de destilados naftênicos da LUBNOR para

estudo de caso por ter sido projetada recentemente e possuir vários leitos de

fracionamento formados por recheios estruturados. Além disso, por ser bem

instrumentada, permitiu uma melhor avaliação da influência do efeito das

características construtivas da coluna nos parâmetros de desempenho dos

recheios.

Outra razão que motivou essa escolha foi o fato da unidade poder

processar petróleos puros, o que facilita no tratamento dos dados para a

simulação de processo. Além disso, por operar em campanhas diferenciadas,

para cada um dos petróleos processados durante a realização dos testes que

serviram de base para o presente estudo. Nesses testes, apesar da avaliação

do desempenho da coluna não ter sido o foco principal, mas a determinação do

nível máximo de carga da unidade, operando com confiabilidade e produtos

dentro das especificações desejadas, foi possível a coleta de dados em dois

diferentes patamares de carga, 1.125 m³/d e 1.300 m³/d, operando com dois

diferentes tipos de petróleo, A e B, e campanhas diferenciadas para cada um

deles.

As seguintes etapas foram seguidas no levantamento dos dados de

HETP para os recheios estruturados da torre de vácuo da LUBNOR:

1. Realização de testes experimentais em unidade industrial da

PETROBRAS para coleta de amostras e avaliação de desempenho dos

recheios;

2. Utilização do simulador de propriedade da PETROBRAS PETROX para

geração de dados hidráulicos e de propriedades físico-químicas para

avaliação do número de estágios teóricos dos recheios existentes;

3. Determinação da tensão superficial de cortes lubrificantes em laboratório

da UFRJ;

4. Utilização de correlações disponíveis em literatura para estimativa do

HETP dos recheios utilizados;

85

5. Comparação dos dados experimentais obtidos na planta industrial e

daqueles provenientes de catálogos de fabricantes;

6. Estabelecimento de correlação para ajuste dos HETP’s de catálogo.

Com relação ao item 4, foram escolhidos os modelos teóricos de

transferência de massa de Bravo, Rocha e Fair (1993, 1996) e Olujić e

colaboradores (2004), desenvolvidos para estimativa de HETP de recheios

estruturados tipo chapas metálicas, como os da torre industrial investigada.

A simulação da unidade de destilação a vácuo foi conduzida de modo

simplificado, utilizando o simulador de propriedade da PETROBRAS –

PETROX. No entanto, a modelagem da coluna foi feita usando o modelo

rigoroso Inside-Out, tendo como dados de entrada as condições de

temperatura e pressão da zona de vaporização da coluna, estimativa de

estágios teóricos de separação entre os produtos destilados e o perfil de

pressão da coluna. Como especificações, foram utilizadas as vazões dos

produtos praticadas nos testes operacionais. Para verificação da aderência da

simulação, foram comparados os perfis de temperatura experimental da coluna,

as densidades e as curvas de destilação dos destilados com os dados gerados

pelo simulador.

Os resultados obtidos, aderentes com os resultados operacionais dos

Petróleos A e B, levaram a um número de estágios teóricos diferentes para a

coluna em cada caso analisado. No caso do Petróleo A, foi obtida uma

configuração da coluna com 18 estágios teóricos, sendo 4 estágios na

separação GOL x NAFTA, 5 estágios na separação DNL x GOL, 1 estágio na

separação DNM x DNL, 1 estágio na separação DNP x DNM, 2 estágios na

região de sobrevaporizado e dois estágios na região de retificação de fundo da

coluna. No entanto, no caso do Petróleo B, para os mesmos leitos instalados, a

configuração que maior aderência apresentou com os dados experimentais foi

composta por 17 estágios teóricos, sendo 4 estágios na separação GOL x

NAFTA, 5 estágios na separação DNL x GOL, 2 estágios na separação DNP x

DNL, 1 estágio na região de sobrevaporizado e dois estágios na região de

retificação de fundo da coluna. Em ambos os casos, a região de refluxo

circulante foi simulada com 2 estágios teóricos.

86

Com relação aos resultados da simulação, observou-se que os leitos

situados na região de topo da coluna, leitos 1,2 e 3, apresentaram uma boa

concordância com o HETP de projeto dos recheios, para ambos os petróleos.

Entretanto, na região intermediária da coluna, leitos 4 e 5, houve um grande

afastamento entre os dados previstos pelo projeto e aqueles obtidos na

simulação.

Em relação aos modelos teóricos de transferência de massa

investigados, verificou-se que eles apresentaram uma boa concordância entre

si, tendo previsto de modo bastante satisfatório o comportamento dos leitos 1,

2 ,3 e 4 da coluna, no processamento do Petróleo A. No leito 5 o afastamento

foi um pouco maior.

No caso do Petróleo B, apenas o leito 3 foi bem representado por ambos

os modelos, tendo havido um grande afastamento nos demais leitos. Cabe

destacar que os leitos 4 e 5 foram avaliados em conjunto, apresentando um

valor médio de HETP com grande afastamento em relação ao do projeto.

A avaliação dos recheios feita através do uso do programa

disponibilizado pela SULZER – SULPAK indicou, para as condições

operacionais dos testes, valores de HETP condizentes com o projeto. Isso

pode ser explicado pelo fato do HETP fornecido pelo programa ser função

apenas do fator F e da pressão operacional do sistema.

As diferenças maiores nos valores de HETP encontradas na simulação

para os leitos 4 e 5 podem ser atribuídas aos problemas originados na má

distribuição da fase líquida e à baixa altura desses leitos. Além disso, a

pequena distância existente entre os leitos 5 e 6 da coluna, associada ao fato

da suportação e coleta de líquido do leito 5 ser feita através de dispositivo tipo

calhas CHEVRON o qual não permite uma correção de eventual má

distribuição dos vapores provenientes dos leitos inferiores, são outros fatores

contribuintes.

Com relação ao item 6 citado anteriormente, o presente trabalhou

apontou não ser necessária o uso de fatores de correção dos valores de HETP

do catálogo da SULZER para dados de petróleo. Tal fato nos levar a crer que

sistemas binários, como o o-p/xileno, sejam representativos da destilação a

vácuo, de sistemas complexos como o petróleo.

87

Por outro lado, o presente estudo apresentou uma forte indicação de que

para a garantia do desempenho dos recheios estruturados em torres

industriais, faz-se necessário o aprimoramento das ferramentas utilizadas para

projeto dos internos associados a esses recheios. Os distribuidores de líquido

sendo um dos itens que maior controle necessitam, tanto na fase do projeto

básico, como na do projeto de detalhamento e na montagem no interior da

coluna.

As diferenças de HETP encontradas nos cálculos teóricos de

transferência de massa para os leitos de topo da coluna, que operam a

temperaturas mais baixas, nos dois diferentes petróleos processados, indicam

uma necessidade de aprimoramento das correlações de cálculo de

viscosidades do simulador de processo para lidar com petróleos que

apresentam alta viscosidade, como foi o caso do Petróleo B, usado neste

estudo.

A correlação para estimativa de tensão superficial utilizada no simulador

PETROX mostrou-se aderente às determinações experimentais para os

destilados da torre de destilação a vácuo.

Como sugestões para trabalhos futuros ficam:

1. Realização de testes experimentais com processamento de petróleos

viscosos, em planta piloto, para levantamento de dados de viscosidade dos

produtos destilados, possibilitando ajustes nas correlações de predição

dessa propriedade atualmente disponíveis no simulador;

2. Incorporação de dados de viscosidade mais representativos dentro do

módulo de cálculo da coluna rigoroso do simulador de processo;

3. Realização de testes industriais de desempenho para formação de

banco de dados de HETP para uso em projetos semelhantes.

88

Capítulo VII - Referências Bibliográficas

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98

Anexo I – Testes Experimentais na Unidade de Vácuo da LUBNOR

A.I.1 - Planejamento dos Testes de Desempenho e de Carga Máxima

No dia 14 de Agosto de 2006, realizou-se na LUBNOR o processo de

Gestão de Mudanças e Análise Preliminar de Riscos (APR) para o serviço de

modificação dos span’s dos instrumentos para os testes de carga máxima da

unidade de destilação (UVAC), com previsão de atingir 27% a mais da carga de

projeto. A referida mudança foi implementada pela Manutenção Industrial (MI)

em 18 e 19 de agosto. O planejamento do teste foi concluído em 18 de agosto,

após a consolidação dos comentários.

Após a resolução das várias pendências, os testes foram programados

para serem realizados entre os dias 22 e 26 de agosto de 2006.

A.I.2 - Realização do Teste

Previamente, foram feitos a limpeza dos filtros das bombas e o steam-

out do sistema de gás ácido, para os maçaricos do forno de carga da unidade

(F-210101). Além disso, foram verificadas as condições operacionais das

principais bombas da Unidade (amperagem, freqüência, vazão e pressão).

No dia 21 de Agosto, objetivando adequar a UVAC às condições do

teste, conforme planejamento, foi alinhado o tanque de carga com o Petróleo A,

e ajustada a campanha para produção de Destilados Naftênicos Leve (DNL),

Médio (DNM) e Pesado (DNP), no nível de carga usualmente praticado de

1.120 m³/d. Às 20h desse dia, foi realizada a primeira coleta de amostras para

análises de produtos , “amostrão” (ver resultado abaixo):

No dia 22 de Agosto, aumentou-se a capacidade da UVAC de 1.125

para 1.200 m3/d das 16h56min às 17h11min. Nessa condição, notou-se

limitação na capacidade da B-132 B (bomba de retirada de DNL), com a

variável manipulada (VM, inversor de freqüência) atingindo 99%. A solução foi

ajustar a carga dessa bomba manualmente, com vazão de 148 m3/d (VM em

98%).

A vazão da carga foi novamente aumentada, desta vez para o patamar

de 1.250 m3/d, das 18h05min às 18h17min. Com isso, elevou-se a retirada de

Diesel de 36 para 42 m3/d. A fim de possibilitar o controle da vazão de refluxo

circulante, esta foi diminuída de 819 para 815 m3/d. Outra modificação foi no

99

controle de pressão na saída das dessalgadoras que estava com o set point

em 12,0 kgf/cm2 e abriu totalmente a válvula de controle de pressão. O set

point foi, então, ajustado em 13,0 kgf/cm2 para pôr a válvula de controle de

pressão em faixa de controle. Às 20h30min foi realizada amostragem de

acompanhamento dos produtos destilados (DNL/DNM/DNP).

Tabela A.I.1: Resultados analíticos do amostrão de 21/08 às 20:00h

PRODUTO LOCAL ANÁLISE RESULTADO

Sal 8,59 BSW 0,1

densidade 20/4, °API 13,5

B-125 A/B

Viscosidade cSt@ 50ºC 2053 Sal <3

Petróleo

após DL-210101B BSW 0,8

Destilação D-86 NAFTA LV-2102

Densidade 20/04ºC 0,8513

Destilação D-86 DIESEL J117A


Viscosidade cSt @ 40ºC 11,47 Densidade 20/04ºC 0,9083

DNL C-112

Ponto de fulgor 154

viscosidade cSt @ 40ºC 52,86 Densidade 20/04ºC 0,9268

DNM C-122

Ponto de fulgor 192

RCR 0,11 Densidade 20/04ºC 0,9238

Viscosidade cSt @ 40ºC 262,4

DNP Limite de bateria

Ponto de fulgor 234

Viscosidade cSt @ 40ºC -


SLOP WAX C-116

RCR 3,7

Nota: Durante o aumento de vazão de carga da UVAC de 1.120 para 1.250

m3/d, observou-se que o PI-025 (zona de flash da torre de destilação)

apresentou valor incoerente, ou seja, estava inferior à pressão do topo da torre.

Acionado o MI que retirou o PT para calibração, foi constatada obstrução na

tomada, após o que retornou à operação com valor coerente.

Dia 23 de agosto

100

Foi Incrementada a carga de petróleo de 1.250 para 1.300 m3/d de

10h00min às 10h10min. Realizadas diversas manobras (alteração nas retiradas

de Diesel/DNL/DNM e na vazão do vapor de retificação do DNM), durante o

dia, a fim de especificar o DN Médio, obviamente mantendo enquadradas as

especificações dos lubrificantes DNL/DNP.

Foram colhidas amostras de acompanhamento às 13h00min, 16h00min,

19h00min e 21h00min, sendo que nesta última amostragem, os resultados

indicaram que todos os DN’s estavam dentro da especificação.

Às 22h50min foi introduzida a segunda bomba de CAP em operação,

face ao descontrole de nível no fundo da torre de vácuo (T-101), que estava

associado à falha do transmissor de nível (LT-011 A) e não a condições do

processo.

Dia 24 de Agosto

Às 06h00min foi efetuado amostrão da Unidade.

A segunda bomba de CAP foi retirada de operação. Foram realizados

diversos testes variando a vazão do diluente (GOL) para a carga de petróleo,

na razão de 15,5 a 19% da carga de petróleo e observando o efeito dessas

flutuações na perda de carga da Unidade. Tais testes mostraram que a diluição

que fornece a menor perda de carga da planta situa-se em torno de 17%, ou

seja, para uma carga de 1.300 m3/d de cru, a vazão do diluente otimizada é de

221 m3/d.

Às 10h00min, foi aumentada a carga de 1.300 para 1.325 m3/d, contudo,

verificou-se que a pressão (PIC-080B) na descarga da B-125 B (bomba de

carga/cru para a Unidade) chegou a 23,7 kgf/cm2g – valor este bastante

próximo da abertura da PSV da própria bomba (P.A. = 24,0 kgf/cm2g), tal

condição impôs o retrocesso da capacidade para 1.300 m3/d.

A Inspeção de Equipamentos (IE) efetivou acompanhamento

termográfico no interior do forno (F-210101) com a carga em 1.300 m3/d.

Foram realizados ajustes visando aperfeiçoar a retirada de DNM e amostras de

acompanhamento foram colhidas às 19:00h, confirmando a especificação dos

DN’s e CAP. Foi então considerado finalizado o teste de carga máxima para o

processamento do Petróleo A.

Dia 25 de Agosto

101

A carga da Unidade foi reduzida de 1.300 para 1.125 m3/d de 03h40min

às 06h15min, com o objetivo de se iniciar o teste de desempenho e de carga

máxima para o processamento do Petróleo B (campanha DNL/DNP). Tendo

sido realizada a troca da alimentação do Petróleo A (tanque F-201 A) para o

Petróleo B (tanque F-201 E) das 08h30min às 10h15min e ajustada a Unidade

para a campanha DNL/DNP, às 09h35min, separou-se o slop wax do CAP. A

temperatura do Petróleo B para a UVAC estava em 80,5°C. A amostra de

acompanhamento foi realizada às 14h00min e às 15h50min, procedeu-se ao

amostrão (ver resultado abaixo):

Tabela A.I.2: Resultados analíticos do amostrão de 25 de Agosto às 15h50min

PRODUTO LOCAL ANÁLISE RESULTADO

Sal <3,0 BSW 0,4

densidade , °API 13,4

B-125 A/B

Viscosidade cSt@ 50ºC 2256 Sal <3

Petróleo

após DL-210101B BSW 0,3

Destilação D-86 NAFTA LV-2102

Densidade 20/04ºC 0,8440 Destilação D-86 DIESEL J117A

Densidade 20/04ºC 0,8852 Viscosidade cSt @ 40ºC 11,55

Densidade 20/04ºC 0,9137 Ponto de fulgor 162

DNL C-112

Ponto de fluidez -51 viscosidade cSt @ 40ºC -

Densidade 20/04ºC - DNM C-122

Ponto de fulgor - RCR 0,11

Densidade 20/04ºC 0,9397 Viscosidade cSt @ 40ºC 275

Ponto de fulgor 238

DNP Limite de bateria

Ponto de fluidez -12 Viscosidade cSt @ 40ºC 5243

Densidade 20/04ºC

SLOP WAX

C-116

RCR 4,41 Amolecimento 53,8

Viscos. SSF @ 135° C 388 CAP C-101 B Penetração 57

A carga foi então elevada de 1.125 para 1.200 m3/d das 16h40min às

16h57min. Foram realizadas algumas manobras para maximizar a retirada de

102

Diesel e ajustar a viscosidade do DNL; foi coletada amostra de

acompanhamento às 18h30min.

A carga foi novamente aumentada de 1.200 para 1.250 m3/d das

19h23min às 19h36min.

Dia 26 de Agosto

Foram realizadas amostragens de acompanhamento dos produtos

DNL/DNP e CAP às 06h00min. Reduziu-se a retirada do Diesel em 5 m3/d às

10:15min, em função da viscosidade do DNL (14,43 cSt a 40°C, faixa de

controle: 12 a 15 cSt).

Foi elevada a carga da planta de 1.250 para 1.300 m3/d das 10h52min

às 11h06min. Aumentou-se a temperatura do forno visando aliviar a saída de

CAP, pois a bomba de fundo da torre (J-105 A) já estava operando no seu

limite (90% do inversor e Q = 755 m3/d). Contudo, esse ajuste provocou

aumento substancial na vazão de DNP que ficou entre 260 – 270 m3/d,

exigindo a colocação de uma segunda bomba desse produto (B-133).

O GIE (Gerência de Inspeção de Equipamentos) efetuou termografia no

interior do forno e às 14h00min foi feita amostragem de acompanhamento

(DNL/DNP e CAP). O amostrão foi realizado às 15h50min.

Como se dispunha de relativa folga na perda de carga (pressão na

descarga da B-125 B era de 21,2 kgf/cm2 g) decidiu-se dar continuidade ao

aumento de capacidade. Assim, a carga foi incrementada de 1.300 para 1.330

m3/d. A limitação nesse patamar deveu-se à máxima condição da B-125 B,

apesar de folga na amperagem do motor (leitura = 100 A, nominal = 122 A), o

inversor de freqüência atingiu 105%. A pressão na descarga da bomba elevara-

se para 22,0 kgf/cm2g.

A manutenção da planta em 1.330 m3/d acarretou sobrecarga na bomba

de fundo da torre de vácuo, J-105 A (Q = 760 m3/d, VM em 90%), inclusive não

mantendo o nível do fundo da torre, que se elevou gradualmente até 64%,

quando foi deliberado pelo restabelecimento da carga em 1.300 m3/d (efetivado

das 17:55min às 18:02min).

A.I.3- Rendimentos de Produtos

Na Tabela A.I.3, são apresentados os rendimentos observados versus

previstos no processamento dos petróleos A e B, ambos com a carga da

103

Unidade em 1.300 m3/d (obs.: os valores de vazão de carga foram

consolidados usando-se o banco de dados de movimentação e estocagem,

(BDEMQ):

Tabela A.I.3. Rendimentos previstos e obtidos no teste de carga máxima da

UVAC para os dois petróleos processados

Petróleo A Petróleo B Campanha DNL/DNP

Campanha DNM/DNP

Campanha DNL/DNM/DNP

Campanha DNL/DNP

Campanha DNL/DNP

Produto Previsto % Previsto % Realizado % Previsto % Realizado %

Nafta 3,82 4,25 2,35 7,73 4,49

Diesel 1,91 9,41 4,55 1,42 5,40

DN Leve 11,91 0,00 9,56 11,14 10,06

DN Médio 0,00 10,59 5,69 0,00 0,00

GOP 11,64 0,00 0,00 0,00 0,00

DN Pesado 11,55 17,47 17,30 20,95 20,39

CAP 59,17 58,28 60,55 58,76 59,66 Rendimento DN's 23,46 28,06 32,55 32,09 30,45

Nota-se que o rendimento de asfaltos difere pouco em relação ao

previsto. As diferenças mais acentuadas estão no rendimento dos destilados

naftênicos do Petróleo A (maior) em decorrência da degradação para GOP na

campanha DNL/DNP, da nafta (menor) e do Diesel (maior em relação às

campanhas DNL/DNP em ambos os petróleos). Ressalta-se ainda que o maior

rendimento de Diesel é auspicioso, pois o mesmo é incorporado ao pool de

Diesel e possui maior valor agregado.

A.I.4 - Torre de Destilação a Vácuo

O sistema de vácuo suportou a elevação da carga sem sobressaltos,

apesar da limitação da vazão de água de selagem para a bomba de vácuo,

face à obstrução existente. A torre de destilação apresentou um perfil de

fracionamento adequado e mesmo com a vazão da carga acima da de projeto,

a perda de carga na coluna esteve abaixo do previsto no projeto.

104

Tabela A.I.4 - Variáveis operacionais da torre de destilação no teste de carga

máxima (obtido x projeto)

Projeto Petróleo A Petróleo B

Carga crú, m3/d 1.103 1.125 1.300 1.125 1.300

Temperatura entrada °C 365,6 352,1 352,1 355,3 360,8

Temp. zona flash °C 363 347,8 347,6 351,5 356,7

Temp. leito DNP °C 302,8 290,9 294,3 292,7 298,6

Temp. leito DNM °C 252 239,6 239,8 218,6 * 161,7 *

Temp. leito DNL °C 212,7 213 220,3 219,3 222,2

Temp leito Diesel °C 170 173,7 182,3 182,3 188,5

Temperatura topo °C 133,2 134,7 137,7 137,6 139,1

Pressão zona flash mmHg

a

220,4 152,1 167,8 147,9 165,4

Pressão topo mmHg a 152 136,1 151 137,3 150,1

Pressão no V-101 (tambor

de topo), mmHg a 129 103,7 102,6 99,7 100,7

∆P torre, mmHg a 68,4 16 16,8 10,6 15,3

∆P torre/V-101, mmHg a 32,4 32,4 48,4 37,6 49,4

Refluxo circulante m3/d 816 758 813 715 801

Refluxo de topo, m3/d 667 381 444 391 477

Molhamento, m3/d 309 140 162 130 176

* Não houve corte de DNM no processamento do Petróleo B.

No tocante ao condensado do sistema de topo, o aumento da capacidade da

UVAC não impactou o teor de cloreto, conforme visto na Tabela A I.5.

Tabela A.I.5 - Teor de cloreto no condensado do sistema de topo

Petróleo A Petróleo B

1.125 1.300 1.125 1.300

Cloreto, em ppm 6,99 1,25 < 1,0 < 1,0

A.I.5 – Consumo de Utilidades

O teste mostrou acréscimo no consumo de vapor da ordem de 13,6%

para o Petróleo A e 10,8% para o B. O índice de vapor (vapor em kg/h por

carga de cru em m3/h) teve uma discreta redução de 2,68 para 2,64 no

Petróleo A e de 2,71 para 2,60 Petróleo B. O aumento no consumo de vapor

105

não comprometeu a produção do vapor da LUBNOR, uma vez que o aumento

ficou em ± 3,0%.

Com relação à água de refrigeração, foi mantida vazão constante em

365 m3/h durante todo o teste, como mostra os resultados na Torre de

Refrigeração da Tabela A I.6.

Tabela A.I.6: Dados do sistema de água de refrigeração no teste de carga

máxima x projeto

Projeto Petróleo A Petróleo B

1.125 1.300 1.125 1.300

Temperatura entrada

°C

30 28,9 29,1 27,6 28,3

Temperatura Saída °C

43 35,6 36 34,5 35,4

∆T, °C 13 6,7 7,0 6,9 7,2

Portanto, o incremento na carga térmica do sistema de água de

refrigeração foi de apenas 4,3 – 4,5 %, não tendo sido necessário a colocação

de equipamento adicional na Torre de Refrigeração.

A.I.6 - Conclusões Parciais do Teste de Carga Máxima

O teste de desempenho e carga máxima da UVAC foi efetuado em 02

etapas:

1. Processamento do Petróleo A, na campanha DNL/DNM/DNP

Atingiu-se 1.300 m3/d, sendo que a restrição para prosseguir com o

aumento de capacidade foi devida à perda de carga (∆Pressão) na bateria de

pré-aquecimento, fazendo com que a pressão de descarga da bomba

aproximasse da pressão de abertura da PSV desta bomba (PSV-210125 A/B,

P.A. = 24,0 kgf/cm2g). Vale salientar que para a produção (eventual) de CAP

40, há limitação de carga de 1.200 m3/d, devido à alta retirada de DN Pesado,

implicando na colocação de uma segunda bomba (B-133) para dar

continuidade ao incremento de capacidade.

2. Processamento do Petróleo B, na campanha DNL/DNP

106

Foi obtida carga segura de 1.300 m3/d. A dificuldade em elevar a capacidade

deveu-se à alta vazão de DNP e de CAP, acarretando a necessidade de operar

as 02 bombas de CAP (J-105 A/B) e de DNP (B-133 A/B). Como ainda havia

alguma folga na pressão ao longo da bateria de pré-aquecimento, motivada

pelo processamento do petróleo a uma maior temperatura (80 a 81°C), a carga

foi levada até o limite da capacidade da bomba de cru (~1.330 m3/d com 105%

de capacidade no inversor de freqüência). Destacamos que a PSV dessa

bomba foi projetada para a vazão de ± 1.490 m3/d.

Com relação à restrição devida à alta retirada de DNP, encetamos teste

através da redução desta corrente e compensando com a retirada de produto

da panela de DNM para posterior junção no limite de bateria, o mencionado

teste foi coroado de êxito. Obviamente, para efeito de acompanhamento da

especificação, mister se faz adaptar dreno localizado na tubovia à jusante da

interligação supracitada para permitir amostragem do produto.

A respeito da limitação da bomba de CAP (sobrecarga do motor), está

previsto para o mês de Setembro/2006 a substituição dos seus motores de 25

CV por motores de maior potencia - 30 CV, esta modificação ensejará no

aumento de capacidade da bomba em cerca de 10%.

Para avaliação da performance da coluna, algumas análises serão feitas

no CENPES.

Em função do exposto, a UVAC demonstrou que poderá operar, na atual

conjuntura, de forma segura e confiável, com a carga de 1.300 m3/d.

107

Anexo II . Relatórios de Saída da Avaliação dos Recheios pelo SULPAK

As Tabelas A.II.1 e A.II.2 apresentam os relatórios de saída do programa

SULPAK, utilizado para verificação da hidráulica e verificação do valor de

HETP para cada leito da torre de vácuo da LUBNOR, nos casos do teste de

carga máxima da unidade com os Petróleos A e B.

Nas Tabelas A.II.3 e A.II.4 estão os resultados apresentados pelo

fabricante para as duas cargas de projeto da unidade, com o Petróleo A e C.

Tabela A.II.1 Resultados da avaliação dos leitos da torre de vácuo da LUBNOR usando o programa de avaliação da SULZER – SULPAK, Petróleo A Sulpak Column Data Sheet PETRÓLEO A

Bed 1 2 3 4 5 6Diameter m 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3Packing Type M125.Y M2Y M2Y M2Y M125.Y NR1.75Material 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 1.0330 (DIN)NTS 0 0 0 0 0 0NTSM expected 0 0 0 0 0 0Height m 2,743 2,31 1,26 1,26 1,688 2,7Foam factor 1 1 1 1 1 1Liquid holdup % 1,79 2,27 1,93 1,71 2,14 0,66Pressure drop mbar 1,96 3,21 1,41 1,27 1,73 10,64

Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top BottomGas load kg/h 22070 34425 34425 29952 29952 28069 28069 26489 26489 37760 37760 32255Liquid load kg/h 18797 31140 21298 17745 12151 10405 7970 6338 38486 51157 6979 1470Gas density kg/m^3 0,553 0,676 0,676 0,654 0,654 0,632 0,632 0,609 0,609 0,731 0,731 0,664Liquid density kg/m^3 836,5 769,071 769,071 776,663 776,663 778,122 778,122 777,956 818,003 770,581 770,581 779,491Surface tension mN/m 27,59 18,37 18,37 18,16 18,16 18,07 18,07 17,87 21,49 16,74 16,74 16,4Liquid viscosity cP 1,184 0,4129 0,4129 0,4466 0,4466 0,474 0,474 0,501 0,875 0,495 0,495 0,572Gas viscosity cP 0,0061 0,0069 0,0069 0,0082 0,0082 0,0084 0,0084 0,0086 0,0086 0,0092 0,0092 0,0096Capacity % 40,80 63,23 66,73 57,74 52,65 48,96 46,34 42,99 56,49 77,12 76,98 64,35F-Factor Pa^0.5 1,98 2,80 2,80 2,48 2,48 2,36 2,36 2,27 2,27 2,95 2,95 2,65Spec. liquid load m^3/m^2*h 5,41 9,75 6,67 5,50 3,77 3,22 2,47 1,96 11,32 15,98 2,18 0,45dp/dz mbar/m 0,46 0,97 1,59 1,19 1,17 1,06 1,05 0,97 0,63 1,41 4,65 3,23

Tabela A.II.2 Resultados da avaliação dos leitos da torre de vácuo da LUBNOR usando o programa de avaliação da SULZER – SULPAK, Petróleo B Sulpak Column Data Sheet PETRÓLEO B

Bed 1 2 3 4 5 6Diameter m 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3Packing Type M125.Y M2Y M2Y M2Y M125.Y NR1.75Material 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 1.0330 (DIN)NTS 0 0 0 0 0 0NTSM expected 0 0 0 0 0 0Height m 2,743 2,31 1,26 1,26 1,688 2,7Foam factor 1 1 1 1 1 1Liquid holdup % 1,69 2,08 1,75 1,59 2,16 0,64Pressure drop mbar 1,51 2,41 1,14 0,96 1,21 7,92

Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top BottomGas load kg/h 19245 28949 28949 25085 25085 25085 22144 22144 22144 32077 32077 27760Liquid load kg/h 15310 25013 16286 13135 8108 8108 5168 5168 38629 50131 6163 1846Gas density kg/m^3 0,513 0,617 0,617 0,59 0,59 0,59 0,545 0,545 0,545 0,678 0,678 0,605Liquid density kg/m^3 831,161 769,144 769,144 776,059 776,059 776,059 779,724 779,724 818,969 773,3 773,3 776,76Surface tension mN/m 27,23 18,43 18,43 18,24 18,24 18,24 118,14 18,14 21,59 17,01 17,01 16,41Liquid viscosity cP 1,176 0,425 0,425 0,465 0,465 0,465 0,5255 0,5255 0,948 0,532 0,532 0,568Gas viscosity cP 0,0061 0,0071 0,0071 0,0081 0,0081 0,0081 0,0085 0,0085 0,0085 0,0092 0,0092 0,0097Capacity % 36,06 54,13 56,62 48,73 43,75 43,75 32,04 37,40 52,20 70,49 67,77 58,76F-Factor Pa^0.5 1,80 2,46 2,46 2,18 2,18 2,18 2,01 2,01 2,01 2,60 2,60 2,39Spec. liquid load m^3/m^2*h 4,43 7,83 5,10 4,07 2,51 2,51 1,60 1,60 11,35 15,60 1,92 0,57dp/dz mbar/m 0,38 0,73 1,17 0,92 0,90 0,90 0,76 0,76 0,50 0,94 3,29 2,58

108

Tabela A.II.3 Resultados da avaliação dos leitos da torre de vácuo da LUBNOR usando o programa de avaliação da SULZER – SULPAK, Petróleo A – projeto Sulpak Column Data Sheet PETRÓLEO A - PROJETO

Bed 1 2 3 4 5 6 7Diameter m 2,300021 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3Packing Type M125.Y M125.Y M2Y M2Y M2Y M125.Y NR1.75Material 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 1.4404 (DIN)NTS 2 1 4 2 2 2 3NTSM expected 0 0 0 0 0 0 0Height m 1,688 0,844 2,1 1,05 1,05 1,688 2,7Foam factor 1 1 1 1 1 1 1Liquid holdup % 2,23 1,98 2,57 2,11 1,75 2,21 1,02Pressure drop mbar 1,74 1,10 3,93 1,26 0,99 1,76 8,48

Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top BottomGas load kg/h 28151 38977 38977 39851 39851 35465 33807 31093 30122 28264 28264 42940 40631 32650Liquid load kg/h 24091 34918 34918 35793 24471 20085 14368 11654 7791 5932 37872 52548 12096 4115Gas density kg/m^3 0,54 0,69 0,69 0,72 0,72 0,74 0,76 0,75 0,77 0,76 0,76 0,94 1,01 0,91Liquid density kg/m^3 848,9 785,3 785,3 780,9 780,9 780,2 780,2 778,8 778,8 778,3 815,9 767,7 767,7 762Surface tension mN/m 28,6 20 20 19,4 19,4 18,3 18,3 17,5 17,5 17 20,7 15,8 15,8 14,9Liquid viscosity cP 2,72 0,67 0,67 0,6 0,6 0,55 0,55 0,54 0,54 0,58 1,01 0,54 0,54 0,69Gas viscosity cP 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008Capacity % 51,86 69,91 69,91 70,75 74,61 64,38 56,55 50,83 45,08 40,90 54,63 78,21 73,89 59,08F-Factor Pa^0.5 2,56 3,14 3,14 3,14 3,14 2,76 2,59 2,40 2,30 2,17 2,17 2,96 2,70 2,29Spec. liquid load m^3/m^2*h 6,83 10,70 10,70 11,03 7,54 6,20 4,43 3,60 2,41 1,83 11,17 16,47 3,79 1,30dp/dz mbar/m 0,77 1,29 1,29 1,32 2,23 1,51 1,29 1,10 0,99 0,88 0,58 1,50 3,88 2,40

Tabela A.II.4 Resultados da avaliação dos leitos da torre de vácuo da LUBNOR usando o programa de avaliação da SULZER – SULPAK, Petróleo C – projeto Sulpak Column Data Sheet PETRÓLEO C - PROJETO

Bed 1 2 3 4 5 6 7Diameter m 2,300021 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3Packing Type M125.Y M125.Y M2Y M2Y M2Y M125.Y NR1.75Material 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 316L (AISI) 1.4404 (DIN)NTS 2 1 4 2 2 2 3NTSM expected 0 0 0 0 0 0 0Height m 1,688 0,844 2,1 1,05 1,05 1,688 2,7Foam factor 1 1 1 1 1 1 1Liquid holdup % 1,81 1,70 2,53 2,27 1,97 1,56 0,73Pressure drop mbar 1,16 0,69 2,73 1,06 0,84 0,83 4,32

Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top Bottom Top BottomGas load kg/h 23980 32354 32354 33227 33227 32289 31365 28873 28031 26385 26385 28555 27606 22979Liquid load kg/h 19497 27871 27871 28744 26156 25217 19395 17103 12066 10419 15244 17413 7295 2668Gas density kg/m^3 0,54 0,7 0,7 0,73 0,73 0,78 0,79 0,79 0,8 0,79 0,79 0,84 0,85 0,78Liquid density kg/m^3 809 772,5 772,5 771,4 771,4 778,1 778,1 785,4 785,4 784,6 815,6 781,5 781,5 791,7Surface tension mN/m 26,3 19,2 19,2 18,6 18,6 17,6 17,6 17,2 17,2 16,6 19,5 16 16 15,9Liquid viscosity cP 1,19 0,47 0,47 0,45 0,45 0,46 0,46 0,5 0,5 0,52 0,77 0,53 0,53 0,75Gas viscosity cP 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008Capacity % 44,71 57,67 57,67 58,50 66,93 63,04 57,02 51,57 45,93 42,60 38,83 42,85 53,33 43,66F-Factor Pa^0.5 2,18 2,59 2,59 2,60 2,60 2,44 2,36 2,17 2,10 1,98 1,98 2,08 2,00 1,74Spec. liquid load m^3/m^2*h 5,80 8,68 8,68 8,97 8,16 7,80 6,00 5,24 3,70 3,20 4,50 5,36 2,25 0,81dp/dz mbar/m 0,56 0,81 0,81 0,82 1,39 1,20 1,09 0,92 0,85 0,76 0,47 0,52 1,84 1,36

109

Anexo III. Resultados das Simulações

A.III.1. Relatório de Saída do PETROX para o caso do Petróleo A.

PERFIS BASICOS MODULO < C02 > NOME UVAC METODO INSIDE-OUT VAZAO ESTAGIO TEMP. PRESSAO LIQUIDO VAPOR CARGA TERMICA C KGF/CM2 KGMOL/H MMKCAL/H 1 44.30 0.136 116.80 13.28 -3.46612 2 145.13 0.203 160.12 229.50 3 164.78 0.204 162.52 272.82 4 175.91 0.205 158.91 275.22 5 185.27 0.206 105.23 271.61 6 194.44 0.206 101.02 266.59 7 201.25 0.207 97.05 262.38 8 207.01 0.208 92.17 258.41 9 213.10 0.209 84.55 253.53 10 221.59 0.209 49.30 245.91 11 236.23 0.211 29.22 224.68 12 251.16 0.212 21.16 212.44 13 263.21 0.213 150.13 204.38 -1.63000 14 287.61 0.214 19.68 230.17 15 321.71 0.219 10.54 224.84 16 335.78 0.224 0.01 215.70 17 341.55 0.224 46.97 82.54 18 340.37 0.231 41.68 75.24 PERFIS DE VAZAO VAZ.VOL. T,P INTERNA VAZ.VOL. T,P TOTAL VAZAO VOL. STD. LIQ EST. LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR M3/H M3/H M3/H 1 22.45 2621.83 25.87 2621.83 21.92 0.60 2 36.46 39852.43 36.46 39852.43 32.52 25.57 3 39.34 49280.19 39.34 49280.19 34.53 36.18 4 40.19 50711.16 40.19 50711.16 35.00 38.19 5 27.67 50832.99 40.47 50832.99 23.95 38.66 6 27.62 50725.45 27.62 50725.45 23.77 38.68 7 27.34 50486.47 27.34 50486.47 23.43 38.50 8 26.69 50164.74 26.69 50164.74 22.81 38.17 9 25.33 49684.98 25.33 49684.98 21.58 37.54 10 15.62 48891.81 22.82 48891.81 13.26 36.31 11 10.21 45642.00 13.35 45642.00 8.62 33.10 12 8.18 44200.39 8.18 44200.39 6.86 30.95 13 64.05 43351.02 64.05 43351.02 53.50 29.19 14 9.01 50767.29 66.31 50767.29 7.40 40.17 15 5.74 51456.07 5.74 51456.07 4.64 41.09 16 6.02E-03 49448.15 1.88 49448.15 4.86E-03 38.33 17 38.87 19167.78 38.87 19167.78 31.20 6.01 18 35.97 16916.90 35.97 16916.90 28.93 3.53

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ENTALPIA VAZAO MASSICA PESO MOLECULAR ESTAGIO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR MMKCAL/H KG/H 1 -0.14 0.05 18782.11 433.10 160.81 32.61 2 1.23 2.65 28315.55 22071.99 176.84 96.18 3 1.65 4.02 30299.28 31606.48 186.43 115.85 4 1.89 4.44 30900.98 33592.13 194.46 122.05 5 1.42 4.67 21280.48 34195.36 202.23 125.90 6 1.53 4.86 21264.79 34413.70 210.50 129.09 7 1.60 4.97 21074.81 34397.77 217.15 131.10 8 1.63 5.04 20608.29 34207.46 223.60 132.38 9 1.63 5.07 19603.25 33740.56 231.86 133.08 10 1.08 5.07 12128.12 32735.05 246.01 133.12 11 0.80 4.88 7947.15 29935.98 271.98 133.24 12 0.72 4.82 6366.46 28052.36 300.89 132.05 13 6.13 4.73 50023.81 26471.56 333.20 129.52 14 0.97 7.03 6945.14 36659.50 352.85 159.27 15 0.73 8.03 4422.38 37730.18 419.53 167.81 16 8.29E-04 7.79 4.70 35207.39 469.51 163.23 17 5.85 1.36 31463.10 5723.88 669.79 69.35 18 5.44 0.84 29301.09 3422.00 703.06 45.48 PROPRIEDADES API FATOR COMPRESS. MASSA ESPECIFICA ESTAGIO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR KG/M3 1 33.46 63.26 0.0010 0.9972 836.529 0.165 2 30.88 32.28 0.0013 0.9919 776.600 0.554 3 29.62 30.32 0.0013 0.9906 770.140 0.641 4 28.60 29.22 0.0014 0.9904 768.870 0.662 5 27.59 28.31 0.0014 0.9905 768.962 0.673 6 26.51 27.40 0.0014 0.9906 769.823 0.678 7 25.69 26.73 0.0015 0.9908 770.823 0.681 8 24.95 26.22 0.0015 0.9910 772.067 0.682 9 24.14 25.78 0.0015 0.9913 773.920 0.679 10 23.09 25.32 0.0016 0.9917 776.577 0.670 11 21.81 24.82 0.0017 0.9925 778.044 0.656 12 20.83 24.46 0.0018 0.9933 777.889 0.635 13 19.70 24.38 0.0020 0.9940 781.027 0.611 14 19.08 23.38 0.0021 0.9928 770.522 0.722 15 16.73 22.44 0.0024 0.9936 770.926 0.733 16 14.92 22.39 0.0026 0.9943 779.475 0.712 17 8.69 16.87 0.0036 0.9984 809.448 0.299 18 8.07 14.52 0.0038 0.9990 814.702 0.202 KUOP TENSAO SUP. VISCOSIDADE CALOR ESPECIFICO ESTAGIO LIQUIDO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR DYN/CM CP KC/KGMLC 1 27.59 1.184 0.0084 72.58 13.70 2 19.82 0.455 0.0061 95.96 42.79 3 18.88 0.421 0.0059 104.08 53.40 4 18.55 0.414 0.0060 110.21 57.49 5 18.36 0.412 0.0064 115.96 60.33 6 18.23 0.413 0.0069 121.99 62.83 7 18.15 0.415 0.0074 126.80 64.50 8 18.11 0.419 0.0076 131.38 65.72 9 18.11 0.428 0.0078 137.18 66.70 10 18.15 0.446 0.0080 147.14 67.60 11 18.06 0.474 0.0082 166.09 69.24 12 17.87 0.500 0.0084 187.81 70.24 13 17.91 0.541 0.0086 211.46 70.13 14 16.74 0.495 0.0088 230.31 89.67 15 16.15 0.525 0.0092 283.49 98.99 16 16.39 0.572 0.0094 320.72 97.76 17 19.17 0.932 0.0116 452.86 40.70 18 19.67 0.995 0.0134 474.13 25.89

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ALIMENTACOES PARA TORRE PRINCIPAL --- CORRENTES --- ESTAGIO VAZAO VAZAO TEMP. ENTALPIA KGMOL/H KG/H C MMKCAL/H PETV ( V ) 16 125.74 26523.01 346.53 5.96 PETL ( L ) 17 54.26 33760.29 346.53 6.37 VRF ( V ) 18 69.94 1260.00 470.00 0.43 -DE SIDESTRIPPERS- SI3 ( V ) 13 12.31 1404.14 283.69 0.27 SI2 ( V ) 11 1.12 138.23 234.69 0.02 SI1 ( V ) 10 8.73 920.05 214.74 0.14 -- PUMPAROUNDS -- 1 ( L ) 13 90.87 32065.16 206.00 2.84 RETIRADAS DA TORRE PRINCIPAL --- CORRENTES --- ESTAGIO VAZAO VAZAO TEMP. ENTALPIA KGMOL/H KG/H C MMKCAL/H GACI ( V ) 1 13.28 433.10 44.30 0.05 RV ( L ) 18 41.68 29301.09 340.37 5.44 NAF1 ( L ) 1 7.46 1199.78 44.30 -8.76E-03 GOL ( L ) 5 48.66 9841.14 185.27 0.65 SLOP ( L ) 16 3.10 1457.23 335.78 0.26 AGUA ( W ) 1 91.96 1656.64 44.30 -0.72 -P/ SIDESTRIPPERS- SI3 ( L ) 14 34.25 12084.14 287.61 1.69 SI2 ( L ) 11 8.96 2435.89 236.23 0.24 SI1 ( L ) 10 22.75 5596.66 221.59 0.50 -- PUMPAROUNDS -- 1 ( L ) 14 90.87 32065.16 287.61 4.47 ESPECIFICACOES / VARIAVEIS FLEXIBILIZADAS -- ESPECIFICACOES -- LOCAL IDENT. GRANDEZA COMP. FASE VALOR ESP. VALOR CALC. ESTAGIO 1 TEMPERATURA 44.300 44.296 CORRENTE DNP V VOL STD 60 11.500 11.500 CORRENTE DNM V VOL STD 60 2.500 2.500 CORRENTE GOL V VOL STD 60 11.075 11.075 ESTAGIO 16 VAZAO MOLAR L 0.010 0.010 CORRENTE DNL V VOL STD 60 5.200 5.200 -- VARIAVEIS FLEXIBILIZADAS -- GRANDEZA LOCAL IDENTIFICACAO VALOR FINAL CARGA TERM. ESTAGIO 1 -3.4661 MMKCAL/H VAZAO MOLAR SIDESTRIP. SI3 34.2470 KGMOL/H VAZAO MOLAR SIDESTRIP. SI2 8.9562 KGMOL/H VAZAO MOLAR CORRENTE GOL 48.6634 KGMOL/H VAZAO MOLAR CORRENTE SLOP 3.1038 KGMOL/H VAZAO MOLAR SIDESTRIP. SI1 22.7493 KGMOL/H

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COMPOSICOES POR ESTAGIO ESTAGIO < 2 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0006 0.4422 703.2828 2 METANO 2.1907E-06 0.0034 1572.9522 3 ETANO 2.3357E-06 0.0013 539.6708 4 PROPANO 8.6408E-06 0.0023 262.3530 5 ISOBUTANO 1.0146E-05 0.0019 188.3944 6 N-BUTANO 1.5456E-05 0.0020 130.2118 7 ISOPENTANO 3.8584E-06 0.0003 78.3373 8 N-PENTANO 2.7534E-05 0.0017 63.5307 9 N-HEXANO 0.0004 0.0122 30.7852 10 NBP_ 1 108 0.0014 0.0170 11.7048 11 NBP_ 1 156 0.0069 0.0247 3.5816 12 NBP_ 1 177 0.0150 0.0310 2.0662 13 NBP_ 1 186 0.0173 0.0285 1.6489 14 NBP_ 1 192 0.0205 0.0283 1.3819 15 NBP_ 1 199 0.0401 0.0461 1.1482 16 NBP_ 1 207 0.0491 0.0447 0.9106 17 NBP_ 1 215 0.0576 0.0428 0.7437 18 NBP_ 1 221 0.0646 0.0403 0.6242 19 NBP_ 1 226 0.0514 0.0277 0.5382 20 NBP_ 1 230 0.0827 0.0393 0.4751 21 NBP_ 1 234 0.0783 0.0333 0.4251 22 NBP_ 1 238 0.0686 0.0261 0.3805 23 NBP_ 1 242 0.0629 0.0213 0.3379 24 NBP_ 1 246 0.0551 0.0166 0.3010 25 NBP_ 1 249 0.0468 0.0127 0.2710 26 NBP_ 1 252 0.0396 0.0098 0.2480 27 NBP_ 1 255 0.0339 0.0078 0.2305 28 NBP_ 1 257 0.0290 0.0062 0.2153 29 NBP_ 1 259 0.0250 0.0051 0.2026 30 NBP_ 1 261 0.0216 0.0041 0.1917 31 NBP_ 1 262 0.0188 0.0034 0.1819 32 NBP_ 1 264 0.0163 0.0028 0.1730 33 NBP_ 1 265 0.0143 0.0024 0.1653 34 NBP_ 1 267 0.0126 0.0020 0.1583 35 NBP_ 1 268 0.0112 0.0017 0.1518 36 NBP_ 1 269 0.0099 0.0014 0.1458 37 NBP_ 1 271 0.0086 0.0012 0.1394 38 NBP_ 1 273 0.0071 0.0009 0.1314 39 NBP_ 1 275 0.0060 0.0007 0.1245 40 NBP_ 1 276 0.0050 0.0006 0.1177 41 NBP_ 1 278 0.0041 0.0005 0.1111 42 NBP_ 1 280 0.0034 0.0004 0.1047 43 NBP_ 1 282 0.0027 0.0003 0.0988 44 NBP_ 1 284 0.0022 0.0002 0.0934 45 NBP_ 1 285 0.0018 0.0002 0.0884 46 NBP_ 1 287 0.0015 0.0001 0.0838 47 NBP_ 1 289 0.0012 9.6297E-05 0.0795 48 NBP_ 1 290 0.0010 7.3926E-05 0.0754 49 NBP_ 1 292 0.0008 5.6008E-05 0.0714 50 NBP_ 1 294 0.0006 4.1856E-05 0.0676 51 NBP_ 1 295 0.0005 3.1196E-05 0.0641 52 NBP_ 1 297 0.0004 2.3104E-05 0.0607 53 NBP_ 1 299 0.0003 1.6618E-05 0.0573 54 NBP_ 1 300 0.0002 1.2071E-05 0.0543 55 NBP_ 1 302 0.0002 8.7315E-06 0.0515 56 NBP_ 1 304 0.0001 6.2695E-06 0.0489 57 NBP_ 1 305 9.5558E-05 4.4285E-06 0.0463 58 NBP_ 1 307 7.0364E-05 3.0887E-06 0.0439 59 NBP_ 1 309 5.1543E-05 2.1444E-06 0.0416 60 NBP_ 1 310 3.7609E-05 1.4841E-06 0.0395 61 NBP_ 1 312 2.7302E-05 1.0223E-06 0.0374 62 NBP_ 1 313 1.9722E-05 7.0093E-07 0.0355 63 NBP_ 1 315 1.4213E-05 4.7976E-07 0.0338 64 NBP_ 1 316 1.0217E-05 3.2770E-07 0.0321

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ESTAGIO < 5 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0006 0.3726 573.6166 2 METANO 1.6946E-06 0.0029 1709.0681 3 ETANO 1.6676E-06 0.0010 624.7971 4 PROPANO 5.2992E-06 0.0018 337.4645 5 ISOBUTANO 5.6646E-06 0.0014 252.0739 6 N-BUTANO 7.5113E-06 0.0014 182.4138 7 ISOPENTANO 1.3601E-06 0.0002 121.8835 8 N-PENTANO 8.1446E-06 0.0008 103.1273 9 N-HEXANO 5.7750E-05 0.0033 57.3723 10 NBP_ 1 108 8.8657E-05 0.0022 24.8715 11 NBP_ 1 156 0.0002 0.0018 8.9412 12 NBP_ 1 177 0.0004 0.0023 5.5358 13 NBP_ 1 186 0.0005 0.0022 4.5449 14 NBP_ 1 192 0.0006 0.0025 3.8935 15 NBP_ 1 199 0.0014 0.0048 3.3097 16 NBP_ 1 207 0.0023 0.0062 2.7002 17 NBP_ 1 215 0.0037 0.0083 2.2597 18 NBP_ 1 221 0.0057 0.0111 1.9369 19 NBP_ 1 226 0.0062 0.0105 1.6998 20 NBP_ 1 230 0.0132 0.0201 1.5230 21 NBP_ 1 234 0.0162 0.0224 1.3804 22 NBP_ 1 238 0.0186 0.0233 1.2519 23 NBP_ 1 242 0.0230 0.0259 1.1275 24 NBP_ 1 246 0.0271 0.0275 1.0180 25 NBP_ 1 249 0.0302 0.0280 0.9279 26 NBP_ 1 252 0.0322 0.0277 0.8579 27 NBP_ 1 255 0.0335 0.0269 0.8043 28 NBP_ 1 257 0.0343 0.0259 0.7571 29 NBP_ 1 259 0.0347 0.0249 0.7174 30 NBP_ 1 261 0.0349 0.0238 0.6833 31 NBP_ 1 262 0.0348 0.0227 0.6521 32 NBP_ 1 264 0.0347 0.0216 0.6239 33 NBP_ 1 265 0.0344 0.0206 0.5991 34 NBP_ 1 267 0.0341 0.0197 0.5765 35 NBP_ 1 268 0.0337 0.0187 0.5555 36 NBP_ 1 269 0.0333 0.0179 0.5360 37 NBP_ 1 271 0.0328 0.0169 0.5150 38 NBP_ 1 273 0.0317 0.0155 0.4895 39 NBP_ 1 275 0.0311 0.0145 0.4659 40 NBP_ 1 276 0.0301 0.0133 0.4430 41 NBP_ 1 278 0.0291 0.0122 0.4210 42 NBP_ 1 280 0.0279 0.0111 0.3994 43 NBP_ 1 282 0.0266 0.0101 0.3793 44 NBP_ 1 284 0.0254 0.0091 0.3608 45 NBP_ 1 285 0.0240 0.0083 0.3435 46 NBP_ 1 287 0.0227 0.0074 0.3274 47 NBP_ 1 289 0.0214 0.0067 0.3124 48 NBP_ 1 290 0.0200 0.0060 0.2981 49 NBP_ 1 292 0.0185 0.0053 0.2841 50 NBP_ 1 294 0.0170 0.0046 0.2705 51 NBP_ 1 295 0.0155 0.0040 0.2578 52 NBP_ 1 297 0.0140 0.0034 0.2458 53 NBP_ 1 299 0.0125 0.0029 0.2336 54 NBP_ 1 300 0.0111 0.0025 0.2227 55 NBP_ 1 302 0.0098 0.0021 0.2124 56 NBP_ 1 304 0.0086 0.0017 0.2027 57 NBP_ 1 305 0.0074 0.0014 0.1932 58 NBP_ 1 307 0.0063 0.0012 0.1841 59 NBP_ 1 309 0.0054 0.0009 0.1755 60 NBP_ 1 310 0.0045 0.0008 0.1674 61 NBP_ 1 312 0.0038 0.0006 0.1597 62 NBP_ 1 313 0.0032 0.0005 0.1524 63 NBP_ 1 315 0.0026 0.0004 0.1456 64 NBP_ 1 316 0.0022 0.0003 0.1391 65 NBP_ 1 318 0.0028 0.0004 0.1313 66 NBP_ 1 319 0.0005 6.7078E-05 0.1274 67 NBP_ 1 321 0.0013 0.0002 0.1227 68 NBP_ 1 322 0.0011 0.0001 0.1180 69 NBP_ 1 323 0.0009 0.0001 0.1134 70 NBP_ 1 324 0.0007 7.8704E-05 0.1087 71 NBP_ 1 326 0.0006 6.0795E-05 0.1039 72 NBP_ 1 327 0.0005 4.6830E-05 0.0993 73 NBP_ 1 329 0.0004 3.6050E-05 0.0949

114

74 NBP_ 1 330 0.0003 2.7708E-05 0.0907 75 NBP_ 1 332 0.0002 2.1207E-05 0.0867 76 NBP_ 1 333 0.0002 1.6178E-05 0.0828 77 NBP_ 1 335 0.0002 1.2355E-05 0.0792 78 NBP_ 1 336 0.0001 9.4278E-06 0.0757 79 NBP_ 1 338 9.8995E-05 7.1577E-06 0.0723 80 NBP_ 1 339 7.8182E-05 5.3957E-06 0.0690 81 NBP_ 1 341 6.1677E-05 4.0632E-06 0.0659 82 NBP_ 1 342 4.8677E-05 3.0622E-06 0.0629 83 NBP_ 1 344 3.8356E-05 2.3040E-06 0.0601 84 NBP_ 1 345 3.0035E-05 1.7211E-06 0.0573 85 NBP_ 1 347 2.3438E-05 1.2808E-06 0.0546 86 NBP_ 1 348 1.8282E-05 9.5277E-07 0.0521 87 NBP_ 1 350 1.4269E-05 7.0955E-07 0.0497 88 NBP_ 1 351 1.0988E-05 5.2018E-07 0.0473 89 NBP_ 1 353 8.3569E-06 3.7586E-07 0.0450 90 NBP_ 1 354 6.3409E-06 2.7094E-07 0.0427 91 NBP_ 1 356 4.8056E-06 1.9509E-07 0.0406 92 NBP_ 1 357 3.6157E-06 1.3933E-07 0.0385 93 NBP_ 1 359 2.6938E-06 9.8390E-08 0.0365 94 NBP_ 1 361 1.9939E-06 6.8976E-08 0.0346 95 NBP_ 1 362 1.4439E-06 4.7130E-08 0.0326 96 NBP_ 1 364 1.0747E-06 3.3287E-08 0.0310 97 NBP_ 1 365 8.0723E-07 2.3775E-08 0.0295 98 NBP_ 1 367 6.0690E-07 1.7006E-08 0.0280 99 NBP_ 1 368 4.5709E-07 1.2194E-08 0.0267 100 NBP_ 1 370 3.4337E-07 8.7209E-09 0.0254 101 NBP_ 1 371 2.5953E-07 6.2852E-09 0.0242 102 NBP_ 1 373 1.9655E-07 4.5418E-09 0.0231 103 NBP_ 1 374 1.4865E-07 3.2782E-09 0.0221 104 NBP_ 1 375 1.1217E-07 2.3607E-09 0.0210 105 NBP_ 1 377 8.5938E-08 1.7313E-09 0.0201 106 NBP_ 1 378 7.0353E-08 1.3727E-09 0.0195 107 NBP_ 1 379 1.3503E-07 2.4554E-09 0.0182 108 NBP_ 1 380 3.1211E-08 5.6622E-10 0.0181 109 NBP_ 2 380 2.5927E-08 4.5619E-10 0.0176 110 NBP_ 1 381 2.1417E-08 3.6555E-10 0.0171 111 NBP_ 1 382 1.7719E-08 2.9341E-10 0.0166 112 NBP_ 1 383 1.2764E-08 2.0437E-10 0.0160 113 NBP_ 1 384 1.7177E-08 2.6734E-10 0.0156 114 NBP_ 1 385 1.3127E-08 1.9586E-10 0.0149 115 NBP_ 1 386 1.0013E-08 1.4327E-10 0.0143 116 NBP_ 1 388 7.6278E-09 1.0469E-10 0.0137 117 NBP_ 1 389 5.8005E-09 0.0000 0.0132

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RELATORIO DOS MODULOS COLUNA ESTAGIO < 6 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0008 0.3798 466.4846 2 METANO 1.6976E-06 0.0030 1738.0717 3 ETANO 1.6524E-06 0.0011 642.3120 4 PROPANO 5.1336E-06 0.0018 354.8337 5 ISOBUTANO 5.4357E-06 0.0015 267.5586 6 N-BUTANO 7.1526E-06 0.0014 195.0946 7 ISOPENTANO 1.2812E-06 0.0002 131.7448 8 N-PENTANO 7.5919E-06 0.0009 112.6320 9 N-HEXANO 5.2177E-05 0.0034 64.5861 10 NBP_ 1 108 7.7413E-05 0.0022 28.8738 11 NBP_ 1 156 0.0002 0.0018 10.7496 12 NBP_ 1 177 0.0003 0.0021 6.7579 13 NBP_ 1 186 0.0003 0.0019 5.5823 14 NBP_ 1 192 0.0004 0.0020 4.8049 15 NBP_ 1 199 0.0008 0.0034 4.1046 16 NBP_ 1 207 0.0011 0.0037 3.3692 17 NBP_ 1 215 0.0016 0.0044 2.8344 18 NBP_ 1 221 0.0022 0.0054 2.4405 19 NBP_ 1 226 0.0023 0.0050 2.1498 20 NBP_ 1 230 0.0050 0.0097 1.9325 21 NBP_ 1 234 0.0063 0.0111 1.7563 22 NBP_ 1 238 0.0076 0.0121 1.5974 23 NBP_ 1 242 0.0100 0.0144 1.4430 24 NBP_ 1 246 0.0126 0.0165 1.3067 25 NBP_ 1 249 0.0152 0.0181 1.1941 26 NBP_ 1 252 0.0173 0.0191 1.1065 27 NBP_ 1 255 0.0190 0.0197 1.0392 28 NBP_ 1 257 0.0205 0.0201 0.9800 29 NBP_ 1 259 0.0218 0.0203 0.9299 30 NBP_ 1 261 0.0229 0.0203 0.8869 31 NBP_ 1 262 0.0239 0.0203 0.8475 32 NBP_ 1 264 0.0248 0.0202 0.8119 33 NBP_ 1 265 0.0256 0.0200 0.7804 34 NBP_ 1 267 0.0263 0.0198 0.7518 35 NBP_ 1 268 0.0270 0.0196 0.7252 36 NBP_ 1 269 0.0276 0.0193 0.7004 37 NBP_ 1 271 0.0282 0.0190 0.6737 38 NBP_ 1 273 0.0286 0.0183 0.6414 39 NBP_ 1 275 0.0294 0.0180 0.6111 40 NBP_ 1 276 0.0299 0.0174 0.5818 41 NBP_ 1 278 0.0303 0.0168 0.5537 42 NBP_ 1 280 0.0306 0.0161 0.5260 43 NBP_ 1 282 0.0308 0.0154 0.5002 44 NBP_ 1 284 0.0308 0.0147 0.4764 45 NBP_ 1 285 0.0306 0.0139 0.4542 46 NBP_ 1 287 0.0303 0.0131 0.4335 47 NBP_ 1 289 0.0298 0.0123 0.4141 48 NBP_ 1 290 0.0291 0.0115 0.3956 49 NBP_ 1 292 0.0283 0.0107 0.3776 50 NBP_ 1 294 0.0273 0.0098 0.3600 51 NBP_ 1 295 0.0261 0.0089 0.3435 52 NBP_ 1 297 0.0247 0.0081 0.3279 53 NBP_ 1 299 0.0231 0.0072 0.3120 54 NBP_ 1 300 0.0215 0.0064 0.2978 55 NBP_ 1 302 0.0199 0.0057 0.2844 56 NBP_ 1 304 0.0182 0.0049 0.2717 57 NBP_ 1 305 0.0165 0.0043 0.2593 58 NBP_ 1 307 0.0148 0.0036 0.2473 59 NBP_ 1 309 0.0131 0.0031 0.2361 60 NBP_ 1 310 0.0116 0.0026 0.2255 61 NBP_ 1 312 0.0102 0.0022 0.2154 62 NBP_ 1 313 0.0089 0.0018 0.2058 63 NBP_ 1 315 0.0077 0.0015 0.1968 64 NBP_ 1 316 0.0067 0.0013 0.1882 65 NBP_ 1 318 0.0090 0.0016 0.1783 66 NBP_ 1 319 0.0018 0.0003 0.1729 67 NBP_ 1 321 0.0044 0.0007 0.1667 68 NBP_ 1 322 0.0038 0.0006 0.1603 69 NBP_ 1 323 0.0033 0.0005 0.1543 70 NBP_ 1 324 0.0028 0.0004 0.1481 71 NBP_ 1 326 0.0024 0.0003 0.1417

116

72 NBP_ 1 327 0.0020 0.0003 0.1355 73 NBP_ 1 329 0.0017 0.0002 0.1297 74 NBP_ 1 330 0.0014 0.0002 0.1241 75 NBP_ 1 332 0.0012 0.0001 0.1188 76 NBP_ 1 333 0.0010 0.0001 0.1136 77 NBP_ 1 335 0.0008 9.0099E-05 0.1087 78 NBP_ 1 336 0.0007 7.1922E-05 0.1040 79 NBP_ 1 338 0.0006 5.7153E-05 0.0995 80 NBP_ 1 339 0.0005 4.5137E-05 0.0951 81 NBP_ 1 341 0.0004 3.5608E-05 0.0909 82 NBP_ 1 342 0.0003 2.8103E-05 0.0869 83 NBP_ 1 344 0.0003 2.2145E-05 0.0831 84 NBP_ 1 345 0.0002 1.7341E-05 0.0793 85 NBP_ 1 347 0.0002 1.3532E-05 0.0757 86 NBP_ 1 348 0.0001 1.0555E-05 0.0723 87 NBP_ 1 350 0.0001 8.2378E-06 0.0691 88 NBP_ 1 351 9.6320E-05 6.3440E-06 0.0659 89 NBP_ 1 353 7.7003E-05 4.8248E-06 0.0627 90 NBP_ 1 354 6.1422E-05 3.6609E-06 0.0596 91 NBP_ 1 356 4.8931E-05 2.7745E-06 0.0567 92 NBP_ 1 357 3.8734E-05 2.0875E-06 0.0539 93 NBP_ 1 359 3.0404E-05 1.5552E-06 0.0512 94 NBP_ 1 361 2.3727E-05 1.1512E-06 0.0485 95 NBP_ 1 362 1.8177E-05 8.3364E-07 0.0459 96 NBP_ 1 364 1.4238E-05 6.2047E-07 0.0436 97 NBP_ 1 365 1.1233E-05 4.6605E-07 0.0415 98 NBP_ 1 367 8.8650E-06 3.5039E-07 0.0395 99 NBP_ 1 368 7.0043E-06 2.6390E-07 0.0377 100 NBP_ 1 370 5.5199E-06 1.9824E-07 0.0359 101 NBP_ 1 371 4.3704E-06 1.4984E-07 0.0343 102 NBP_ 1 373 3.4645E-06 1.1348E-07 0.0328 103 NBP_ 1 374 2.7422E-06 8.5822E-08 0.0313 104 NBP_ 1 375 2.1656E-06 6.4760E-08 0.0299 105 NBP_ 1 377 1.7315E-06 4.9617E-08 0.0287 106 NBP_ 1 378 1.4629E-06 4.0618E-08 0.0278 107 NBP_ 1 379 2.9959E-06 7.7961E-08 0.0260 108 NBP_ 1 380 6.9605E-07 1.8020E-08 0.0259 109 NBP_ 2 380 5.9568E-07 1.4969E-08 0.0251 110 NBP_ 1 381 5.0687E-07 1.2365E-08 0.0244 111 NBP_ 1 382 4.3191E-07 1.0230E-08 0.0237

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ESTAGIO < 10 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0009 0.4118 474.4861 2 METANO 1.7702E-06 0.0032 1806.9877 3 ETANO 1.6795E-06 0.0012 685.0611 4 PROPANO 4.8933E-06 0.0020 403.4700 5 ISOBUTANO 5.0416E-06 0.0016 312.6225 6 N-BUTANO 6.4964E-06 0.0015 232.7328 7 ISOPENTANO 1.1324E-06 0.0002 161.4434 8 N-PENTANO 6.6413E-06 0.0009 139.4162 9 N-HEXANO 4.1930E-05 0.0036 86.9051 10 NBP_ 1 108 5.6199E-05 0.0024 42.8184 11 NBP_ 1 156 0.0001 0.0019 17.6210 12 NBP_ 1 177 0.0002 0.0021 11.5729 13 NBP_ 1 186 0.0002 0.0019 9.7283 14 NBP_ 1 192 0.0002 0.0019 8.4877 15 NBP_ 1 199 0.0004 0.0032 7.3533 16 NBP_ 1 207 0.0005 0.0033 6.1415 17 NBP_ 1 215 0.0007 0.0035 5.2447 18 NBP_ 1 221 0.0008 0.0038 4.5742 19 NBP_ 1 226 0.0008 0.0031 4.0731 20 NBP_ 1 230 0.0015 0.0055 3.6952 21 NBP_ 1 234 0.0017 0.0058 3.3849 22 NBP_ 1 238 0.0019 0.0060 3.1035 23 NBP_ 1 242 0.0024 0.0068 2.8276 24 NBP_ 1 246 0.0029 0.0076 2.5817 25 NBP_ 1 249 0.0035 0.0082 2.3770 26 NBP_ 1 252 0.0039 0.0087 2.2166 27 NBP_ 1 255 0.0043 0.0090 2.0927 28 NBP_ 1 257 0.0047 0.0093 1.9829 29 NBP_ 1 259 0.0050 0.0095 1.8896 30 NBP_ 1 261 0.0053 0.0096 1.8092 31 NBP_ 1 262 0.0056 0.0097 1.7352 32 NBP_ 1 264 0.0059 0.0098 1.6680 33 NBP_ 1 265 0.0062 0.0099 1.6084 34 NBP_ 1 267 0.0064 0.0100 1.5541 35 NBP_ 1 268 0.0067 0.0100 1.5033 36 NBP_ 1 269 0.0069 0.0101 1.4558 37 NBP_ 1 271 0.0072 0.0101 1.4047 38 NBP_ 1 273 0.0075 0.0101 1.3443 39 NBP_ 1 275 0.0080 0.0102 1.2840 40 NBP_ 1 276 0.0084 0.0103 1.2272 41 NBP_ 1 278 0.0089 0.0104 1.1723 42 NBP_ 1 280 0.0093 0.0104 1.1182 43 NBP_ 1 282 0.0098 0.0105 1.0676 44 NBP_ 1 284 0.0104 0.0106 1.0205 45 NBP_ 1 285 0.0109 0.0107 0.9765 46 NBP_ 1 287 0.0115 0.0107 0.9353 47 NBP_ 1 289 0.0120 0.0108 0.8967 48 NBP_ 1 290 0.0126 0.0108 0.8597 49 NBP_ 1 292 0.0132 0.0109 0.8233 50 NBP_ 1 294 0.0138 0.0109 0.7878 51 NBP_ 1 295 0.0144 0.0109 0.7544 52 NBP_ 1 297 0.0150 0.0108 0.7226 53 NBP_ 1 299 0.0156 0.0107 0.6903 54 NBP_ 1 300 0.0161 0.0106 0.6611 55 NBP_ 1 302 0.0165 0.0105 0.6336 56 NBP_ 1 304 0.0169 0.0103 0.6074 57 NBP_ 1 305 0.0173 0.0101 0.5817 58 NBP_ 1 307 0.0176 0.0098 0.5568 59 NBP_ 1 309 0.0178 0.0095 0.5333 60 NBP_ 1 310 0.0179 0.0092 0.5111 61 NBP_ 1 312 0.0180 0.0088 0.4899 62 NBP_ 1 313 0.0180 0.0085 0.4697 63 NBP_ 1 315 0.0180 0.0081 0.4506 64 NBP_ 1 316 0.0179 0.0078 0.4325 65 NBP_ 1 318 0.0285 0.0118 0.4134 66 NBP_ 1 319 0.0062 0.0025 0.4002 67 NBP_ 1 321 0.0175 0.0068 0.3865 68 NBP_ 1 322 0.0173 0.0064 0.3729 69 NBP_ 1 323 0.0171 0.0061 0.3599 70 NBP_ 1 324 0.0168 0.0058 0.3464 71 NBP_ 1 326 0.0166 0.0055 0.3326 72 NBP_ 1 327 0.0163 0.0052 0.3192 73 NBP_ 1 329 0.0160 0.0049 0.3065

118

74 NBP_ 1 330 0.0157 0.0046 0.2943 75 NBP_ 1 332 0.0154 0.0043 0.2825 76 NBP_ 1 333 0.0151 0.0041 0.2711 77 NBP_ 1 335 0.0147 0.0038 0.2603 78 NBP_ 1 336 0.0144 0.0036 0.2499 79 NBP_ 1 338 0.0141 0.0034 0.2398 80 NBP_ 1 339 0.0137 0.0032 0.2300 81 NBP_ 1 341 0.0134 0.0029 0.2205 82 NBP_ 1 342 0.0130 0.0028 0.2115 83 NBP_ 1 344 0.0127 0.0026 0.2029 84 NBP_ 1 345 0.0123 0.0024 0.1944 85 NBP_ 1 347 0.0120 0.0022 0.1863 86 NBP_ 1 348 0.0116 0.0021 0.1785 87 NBP_ 1 350 0.0112 0.0019 0.1711 88 NBP_ 1 351 0.0108 0.0018 0.1636 89 NBP_ 1 353 0.0104 0.0016 0.1563 90 NBP_ 1 354 0.0100 0.0015 0.1492 91 NBP_ 1 356 0.0096 0.0014 0.1424 92 NBP_ 1 357 0.0092 0.0013 0.1359 93 NBP_ 1 359 0.0088 0.0011 0.1295 94 NBP_ 1 361 0.0084 0.0010 0.1233 95 NBP_ 1 362 0.0079 0.0009 0.1172 96 NBP_ 1 364 0.0075 0.0008 0.1118 97 NBP_ 1 365 0.0072 0.0008 0.1068 98 NBP_ 1 367 0.0068 0.0007 0.1021 99 NBP_ 1 368 0.0064 0.0006 0.0977 100 NBP_ 1 370 0.0061 0.0006 0.0934 101 NBP_ 1 371 0.0057 0.0005 0.0895 102 NBP_ 1 373 0.0054 0.0005 0.0858 103 NBP_ 1 374 0.0051 0.0004 0.0822 104 NBP_ 1 375 0.0048 0.0004 0.0789 105 NBP_ 1 377 0.0045 0.0003 0.0758 106 NBP_ 1 378 0.0043 0.0003 0.0735 107 NBP_ 1 379 0.0109 0.0008 0.0700 108 NBP_ 1 380 0.0026 0.0002 0.0691 109 NBP_ 2 380 0.0025 0.0002 0.0672 110 NBP_ 1 381 0.0024 0.0002 0.0654 111 NBP_ 1 382 0.0023 0.0001 0.0637 112 NBP_ 1 383 0.0019 0.0001 0.0618 113 NBP_ 1 384 0.0030 0.0002 0.0601 114 NBP_ 1 385 0.0028 0.0002 0.0579 115 NBP_ 1 386 0.0026 0.0001 0.0558 116 NBP_ 1 388 0.0024 0.0001 0.0537 117 NBP_ 1 389 0.0022 0.0001 0.0517 118 NBP_ 1 390 0.0020 0.0001 0.0499 119 NBP_ 1 391 0.0019 8.9807E-05 0.0481 120 NBP_ 1 392 0.0017 7.9798E-05 0.0463 121 NBP_ 1 394 0.0016 7.0806E-05 0.0447 122 NBP_ 1 395 0.0015 6.2723E-05 0.0431 123 NBP_ 1 396 0.0013 5.5542E-05 0.0416 124 NBP_ 1 397 0.0012 4.9142E-05 0.0401 125 NBP_ 1 398 0.0011 4.3512E-05 0.0387 126 NBP_ 1 399 0.0010 3.8495E-05 0.0374 127 NBP_ 1 400 0.0009 3.3987E-05 0.0361 128 NBP_ 1 401 0.0009 3.0020E-05 0.0349 129 NBP_ 1 402 0.0008 2.6483E-05 0.0337 130 NBP_ 1 403 0.0007 2.2335E-05 0.0321 131 NBP_ 1 404 0.0006 1.9784E-05 0.0310 132 NBP_ 1 405 0.0006 1.7548E-05 0.0300 133 NBP_ 1 406 0.0007 2.0782E-05 0.0299 134 NBP_ 1 407 0.0004 1.0663E-05 0.0280 135 NBP_ 1 408 0.0004 1.2177E-05 0.0272 136 NBP_ 1 409 0.0004 1.0777E-05 0.0264 137 NBP_ 1 410 0.0004 9.5122E-06 0.0255 138 NBP_ 1 411 0.0003 8.3614E-06 0.0247 139 NBP_ 1 412 0.0003 7.3404E-06 0.0239 140 NBP_ 1 413 0.0003 6.4438E-06 0.0231 141 NBP_ 1 414 0.0003 5.6519E-06 0.0223 142 NBP_ 1 415 0.0002 4.9574E-06 0.0216 143 NBP_ 1 416 0.0002 4.3454E-06 0.0209 144 NBP_ 1 417 0.0002 3.8030E-06 0.0202 145 NBP_ 1 418 0.0002 3.3351E-06 0.0195 146 NBP_ 1 419 0.0002 2.9242E-06 0.0189 147 NBP_ 1 420 0.0001 2.5631E-06 0.0183 148 NBP_ 1 421 0.0001 2.2460E-06 0.0177 149 NBP_ 1 422 0.0001 1.9676E-06 0.0171 150 NBP_ 1 423 0.0001 1.7233E-06 0.0165

119

151 NBP_ 1 424 9.4419E-05 1.5129E-06 0.0160 152 NBP_ 1 425 8.5601E-05 1.3282E-06 0.0155 153 NBP_ 1 426 7.7604E-05 1.1662E-06 0.0150 154 NBP_ 1 427 7.0328E-05 1.0236E-06 0.0146 155 NBP_ 1 428 6.3710E-05 8.9797E-07 0.0141 156 NBP_ 1 429 5.7710E-05 7.8778E-07 0.0137 157 NBP_ 1 430 5.2256E-05 6.9087E-07 0.0132 158 NBP_ 1 431 4.7483E-05 6.0876E-07 0.0128 159 NBP_ 1 432 4.3225E-05 5.3773E-07 0.0124 160 NBP_ 2 432 3.9358E-05 4.7517E-07 0.0121 161 NBP_ 1 433 3.5831E-05 4.1982E-07 0.0117 162 NBP_ 1 434 3.2624E-05 3.7104E-07 0.0114 163 NBP_ 1 435 2.9690E-05 3.2772E-07 0.0110 164 NBP_ 1 436 2.7015E-05 2.8941E-07 0.0107 165 NBP_ 1 437 2.4591E-05 2.5574E-07 0.0104 166 NBP_ 1 438 2.2434E-05 2.2665E-07 0.0101 167 NBP_ 2 438 2.0482E-05 2.0111E-07 0.0098 168 NBP_ 1 439 1.8693E-05 1.7833E-07 0.0095 169 NBP_ 1 440 1.7073E-05 1.5833E-07 0.0093 170 NBP_ 1 441 1.5593E-05 1.4057E-07 0.0090 171 NBP_ 1 442 1.4238E-05 1.2477E-07 0.0088 172 NBP_ 2 442 1.2999E-05 1.1074E-07 0.0085 173 NBP_ 1 443 1.2314E-05 1.0325E-07 0.0084 174 NBP_ 1 444 1.0787E-05 8.6723E-08 0.0080 175 NBP_ 1 445 9.8086E-06 7.6574E-08 0.0078 176 NBP_ 1 446 8.9223E-06 6.7655E-08 0.0076 177 NBP_ 1 447 8.1112E-06 5.9727E-08 0.0074 178 NBP_ 2 447 7.3722E-06 5.2716E-08 0.0072 179 NBP_ 1 448 6.6999E-06 4.6524E-08 0.0069 180 NBP_ 1 449 6.0881E-06 4.1056E-08 0.0067 181 NBP_ 1 450 5.5304E-06 3.6217E-08 0.0065 182 NBP_ 1 451 4.9966E-06 3.1723E-08 0.0063 183 NBP_ 1 452 4.5002E-06 2.7678E-08 0.0062 184 NBP_ 1 453 4.0529E-06 2.4148E-08 0.0060 185 NBP_ 2 453 3.6491E-06 2.1062E-08 0.0058 186 NBP_ 1 454 3.2850E-06 1.8368E-08 0.0056 187 NBP_ 1 455 2.9576E-06 1.6024E-08 0.0054 188 NBP_ 1 456 2.6613E-06 1.3968E-08 0.0052 189 NBP_ 1 457 2.3931E-06 1.2166E-08 0.0051 190 NBP_ 1 458 2.1500E-06 1.0586E-08 0.0049 191 NBP_ 1 459 1.9306E-06 9.2048E-09 0.0048 192 NBP_ 1 460 1.7331E-06 8.0016E-09 0.0046 193 NBP_ 1 461 1.5563E-06 6.9594E-09 0.0045 194 NBP_ 2 461 1.3963E-06 6.0460E-09 0.0043 195 NBP_ 1 462 1.2525E-06 5.2517E-09 0.0042 196 NBP_ 1 463 1.1229E-06 4.5588E-09 0.0041 197 NBP_ 1 464 9.9581E-07 3.9020E-09 0.0039 198 NBP_ 1 465 8.7983E-07 3.3249E-09 0.0038 199 NBP_ 1 466 7.7930E-07 2.8430E-09 0.0036 ESTAGIO < 11 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0009 0.4284 483.5845 2 METANO 1.9157E-06 0.0035 1827.3996 3 ETANO 1.7993E-06 0.0013 699.7613 4 PROPANO 5.0716E-06 0.0022 425.9260 5 ISOBUTANO 5.1611E-06 0.0017 334.0834 6 N-BUTANO 6.5670E-06 0.0017 251.8250 7 ISOPENTANO 1.1293E-06 0.0002 177.0067 8 N-PENTANO 6.5871E-06 0.0010 153.6767 9 N-HEXANO 4.0446E-05 0.0040 98.4225 10 NBP_ 1 108 5.0895E-05 0.0026 51.5371 11 NBP_ 1 156 9.1413E-05 0.0020 22.3381 12 NBP_ 1 177 0.0002 0.0023 15.0070 13 NBP_ 1 186 0.0002 0.0021 12.7299 14 NBP_ 1 192 0.0002 0.0021 11.1847 15 NBP_ 1 199 0.0003 0.0034 9.7606 16 NBP_ 1 207 0.0004 0.0035 8.2258 17 NBP_ 1 215 0.0005 0.0037 7.0796 18 NBP_ 1 221 0.0006 0.0040 6.2158 19 NBP_ 1 226 0.0006 0.0033 5.5659 20 NBP_ 1 230 0.0011 0.0057 5.0733 21 NBP_ 1 234 0.0013 0.0060 4.6665 22 NBP_ 1 238 0.0014 0.0061 4.2963

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125

125 NBP_ 1 398 0.0105 0.0011 0.1066 126 NBP_ 1 399 0.0102 0.0011 0.1032 127 NBP_ 1 400 0.0099 0.0010 0.0999 128 NBP_ 1 401 0.0097 0.0009 0.0968 129 NBP_ 1 402 0.0094 0.0009 0.0937 130 NBP_ 1 403 0.0091 0.0008 0.0897 131 NBP_ 1 404 0.0088 0.0008 0.0870 132 NBP_ 1 405 0.0086 0.0007 0.0845 133 NBP_ 1 406 0.0104 0.0009 0.0836 134 NBP_ 1 407 0.0063 0.0005 0.0794 135 NBP_ 1 408 0.0078 0.0006 0.0772 136 NBP_ 1 409 0.0076 0.0006 0.0750 137 NBP_ 1 410 0.0073 0.0005 0.0727 138 NBP_ 1 411 0.0071 0.0005 0.0705 139 NBP_ 1 412 0.0068 0.0005 0.0684 140 NBP_ 1 413 0.0066 0.0004 0.0663 141 NBP_ 1 414 0.0064 0.0004 0.0643 142 NBP_ 1 415 0.0061 0.0004 0.0623 143 NBP_ 1 416 0.0059 0.0004 0.0604 144 NBP_ 1 417 0.0057 0.0003 0.0586 145 NBP_ 1 418 0.0055 0.0003 0.0568 146 NBP_ 1 419 0.0053 0.0003 0.0551 147 NBP_ 1 420 0.0051 0.0003 0.0534 148 NBP_ 1 421 0.0049 0.0003 0.0518 149 NBP_ 1 422 0.0047 0.0002 0.0503 150 NBP_ 1 423 0.0045 0.0002 0.0488 151 NBP_ 1 424 0.0043 0.0002 0.0474 152 NBP_ 1 425 0.0042 0.0002 0.0460 153 NBP_ 1 426 0.0040 0.0002 0.0446 154 NBP_ 1 427 0.0039 0.0002 0.0433 155 NBP_ 1 428 0.0037 0.0002 0.0421 156 NBP_ 1 429 0.0036 0.0001 0.0408 157 NBP_ 1 430 0.0034 0.0001 0.0396 158 NBP_ 1 431 0.0033 0.0001 0.0385 159 NBP_ 1 432 0.0032 0.0001 0.0375 160 NBP_ 2 432 0.0031 0.0001 0.0365 161 NBP_ 1 433 0.0029 0.0001 0.0355 162 NBP_ 1 434 0.0028 9.7547E-05 0.0345 163 NBP_ 1 435 0.0027 9.1276E-05 0.0336 164 NBP_ 1 436 0.0026 8.5395E-05 0.0326 165 NBP_ 1 437 0.0025 7.9912E-05 0.0318 166 NBP_ 1 438 0.0024 7.4893E-05 0.0309 167 NBP_ 2 438 0.0023 7.0225E-05 0.0301 168 NBP_ 1 439 0.0022 6.5830E-05 0.0293 169 NBP_ 1 440 0.0022 6.1742E-05 0.0286 170 NBP_ 1 441 0.0021 5.7901E-05 0.0278 171 NBP_ 1 442 0.0020 5.4290E-05 0.0271 172 NBP_ 2 442 0.0019 5.0898E-05 0.0264 173 NBP_ 1 443 0.0019 4.9012E-05 0.0260 174 NBP_ 1 444 0.0018 4.4589E-05 0.0250 175 NBP_ 1 445 0.0017 4.1679E-05 0.0244 176 NBP_ 1 446 0.0016 3.8966E-05 0.0237 177 NBP_ 1 447 0.0016 3.6415E-05 0.0231 178 NBP_ 2 447 0.0015 3.4023E-05 0.0225 179 NBP_ 1 448 0.0015 3.1785E-05 0.0219 180 NBP_ 1 449 0.0014 2.9691E-05 0.0213 181 NBP_ 1 450 0.0013 2.7727E-05 0.0207 182 NBP_ 1 451 0.0013 2.5793E-05 0.0201 183 NBP_ 1 452 0.0012 2.3937E-05 0.0195 184 NBP_ 1 453 0.0012 2.2214E-05 0.0190 185 NBP_ 2 453 0.0011 2.0610E-05 0.0184 186 NBP_ 1 454 0.0011 1.9119E-05 0.0179 187 NBP_ 1 455 0.0010 1.7736E-05 0.0174 188 NBP_ 1 456 0.0010 1.6446E-05 0.0169 189 NBP_ 1 457 0.0009 1.5242E-05 0.0164 190 NBP_ 1 458 0.0009 1.4116E-05 0.0159 191 NBP_ 1 459 0.0008 1.3068E-05 0.0154 192 NBP_ 1 460 0.0008 1.2094E-05 0.0150 193 NBP_ 1 461 0.0008 1.1194E-05 0.0146 194 NBP_ 2 461 0.0007 1.0355E-05 0.0141 195 NBP_ 1 462 0.0007 9.5765E-06 0.0137 196 NBP_ 1 463 0.0007 8.8527E-06 0.0133 197 NBP_ 1 464 0.0006 8.1197E-06 0.0129 198 NBP_ 1 465 0.0006 7.4260E-06 0.0125 199 NBP_ 1 466 0.0006 6.8034E-06 0.0120 200 NBP_ 1 467 0.0005 6.2086E-06 0.0116 201 NBP_ 1 468 0.0005 5.6614E-06 0.0112

126

202 NBP_ 1 469 0.0005 5.1622E-06 0.0109 203 NBP_ 1 470 0.0004 4.6934E-06 0.0105 204 NBP_ 1 471 0.0004 4.2462E-06 0.0101 205 NBP_ 1 472 0.0004 3.8323E-06 0.0097 206 NBP_ 1 474 0.0004 3.4568E-06 0.0094 207 NBP_ 1 475 0.0003 3.1165E-06 0.0090 208 NBP_ 1 476 0.0003 2.8081E-06 0.0087 209 NBP_ 1 477 0.0003 2.5264E-06 0.0084 210 NBP_ 1 478 0.0003 2.2659E-06 0.0080 211 NBP_ 1 479 0.0003 2.0295E-06 0.0077 212 NBP_ 1 480 0.0002 1.8166E-06 0.0074 213 NBP_ 1 481 0.0002 1.6248E-06 0.0071 214 NBP_ 1 483 0.0002 1.4523E-06 0.0069 215 NBP_ 1 484 0.0002 1.2966E-06 0.0066 216 NBP_ 1 485 0.0002 1.1566E-06 0.0063 217 NBP_ 1 486 0.0002 1.0301E-06 0.0061 218 NBP_ 1 487 0.0002 9.1668E-07 0.0058 219 NBP_ 1 488 0.0001 8.1503E-07 0.0056 220 NBP_ 1 489 0.0001 7.2408E-07 0.0054 221 NBP_ 1 491 0.0001 6.4131E-07 0.0052 222 NBP_ 1 492 0.0001 5.6660E-07 0.0050 223 NBP_ 1 493 0.0001 4.9996E-07 0.0048 224 NBP_ 1 494 9.6588E-05 4.4064E-07 0.0046 225 NBP_ 1 495 8.8733E-05 3.8817E-07 0.0044 226 NBP_ 1 497 8.1368E-05 3.4106E-07 0.0042 227 NBP_ 1 498 7.4351E-05 2.9825E-07 0.0040 228 NBP_ 1 499 6.7766E-05 2.5995E-07 0.0038 229 NBP_ 1 500 6.1659E-05 2.2610E-07 0.0037 230 NBP_ 1 501 5.6078E-05 1.9667E-07 0.0035 231 NBP_ 1 503 5.0922E-05 1.7073E-07 0.0034 232 NBP_ 1 504 4.6146E-05 1.4785E-07 0.0032 233 NBP_ 1 505 4.1729E-05 1.2770E-07 0.0031 234 NBP_ 1 506 3.7686E-05 1.1016E-07 0.0029 235 NBP_ 1 508 3.3977E-05 9.4841E-08 0.0028 236 NBP_ 1 509 3.0594E-05 8.1559E-08 0.0027 237 NBP_ 1 510 2.7516E-05 7.0056E-08 0.0025 238 NBP_ 1 512 2.4713E-05 6.0082E-08 0.0024 239 NBP_ 1 513 2.2170E-05 5.1479E-08 0.0023 240 NBP_ 1 514 1.9852E-05 4.4011E-08 0.0022 241 NBP_ 1 515 1.7754E-05 3.7586E-08 0.0021 242 NBP_ 1 517 1.5857E-05 3.2056E-08 0.0020 243 NBP_ 1 518 1.4159E-05 2.7346E-08 0.0019 244 NBP_ 1 519 1.2620E-05 2.3277E-08 0.0018 245 NBP_ 1 520 1.1243E-05 1.9814E-08 0.0018 246 NBP_ 1 522 9.9969E-06 1.6832E-08 0.0017 247 NBP_ 1 523 8.8609E-06 1.4238E-08 0.0016 248 NBP_ 1 524 7.8720E-06 1.2093E-08 0.0015 249 NBP_ 1 525 6.9980E-06 1.0284E-08 0.0015 250 NBP_ 1 526 6.2163E-06 8.7420E-09 0.0014 251 NBP_ 1 528 5.5105E-06 7.4123E-09 0.0013 252 NBP_ 1 529 4.8793E-06 6.2789E-09 0.0013 253 NBP_ 1 530 4.3217E-06 5.3227E-09 0.0012 254 NBP_ 1 531 3.8519E-06 4.5530E-09 0.0012 255 NBP_ 1 532 3.4480E-06 3.9186E-09 0.0011 256 NBP_ 1 533 3.2445E-06 3.6389E-09 0.0011 257 NBP_ 1 534 2.7448E-06 2.8788E-09 0.0010 258 NBP_ 1 535 2.4481E-06 2.4681E-09 0.0010 259 NBP_ 1 536 2.1818E-06 2.1147E-09 0.0010 260 NBP_ 1 537 1.9266E-06 1.7900E-09 0.0009 261 NBP_ 1 539 1.6862E-06 1.4978E-09 0.0009 262 NBP_ 1 540 1.4732E-06 1.2509E-09 0.0008 263 NBP_ 1 541 1.2851E-06 1.0428E-09 0.0008 264 NBP_ 1 542 1.1195E-06 8.6812E-10 0.0008 265 NBP_ 1 543 9.7427E-07 7.2201E-10 0.0007 266 NBP_ 1 545 8.4821E-07 6.0098E-10 0.0007 267 NBP_ 1 546 7.3760E-07 4.9953E-10 0.0007 268 NBP_ 1 547 6.4109E-07 4.1513E-10 0.0006 269 NBP_ 1 548 5.5683E-07 3.4482E-10 0.0006 270 NBP_ 1 549 4.8357E-07 2.8647E-10 0.0006 271 NBP_ 1 550 4.1867E-07 2.3705E-10 0.0006 272 NBP_ 1 552 3.6522E-07 1.9812E-10 0.0005 273 NBP_ 1 553 3.1555E-07 1.6357E-10 0.0005 274 NBP_ 1 554 2.7232E-07 1.3487E-10 0.0005 275 NBP_ 1 555 2.3456E-07 1.1093E-10 0.0005

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A.III.2. Relatório de Saída do PETROX para o caso do Petróleo B. PERFIS BASICOS VAZAO ESTAGIO TEMP. PRESSAO LIQUIDO VAPOR CARGA TERMICA C KGF/CM2 KGMOL/H MMKCAL/H 1 44.49 0.135 94.72 18.68 -2.92645 2 144.46 0.186 125.70 198.28 3 165.42 0.186 128.26 229.27 4 176.26 0.187 125.78 231.82 5 184.86 0.188 79.08 229.34 6 193.48 0.188 75.43 225.03 7 199.86 0.189 72.08 221.38 8 205.24 0.189 68.02 218.02 9 210.97 0.190 61.94 213.96 10 218.90 0.190 32.42 207.88 11 231.98 0.192 24.51 191.70 12 244.23 0.193 17.16 183.79 13 256.66 0.194 144.24 176.44 -1.60000 14 283.66 0.195 17.19 194.26 15 325.87 0.203 0.10 189.83 16 345.75 0.203 40.05 72.66 17 344.64 0.224 35.89 66.61 VAZ.VOL. T,P INTERNA VAZ.VOL. T,P TOTAL VAZAO VOL. STD. LIQ EST. LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR M3/H M3/H M3/H 1 18.42 3730.03 22.50 3730.03 17.97 0.75 2 29.30 37549.53 29.30 37549.53 26.17 22.48 3 31.82 45367.65 31.82 45367.65 27.93 30.68 4 32.47 46817.11 32.47 46817.11 28.29 32.45 5 21.17 47023.89 32.52 47023.89 18.34 32.81 6 21.00 46887.44 21.00 46887.44 18.10 32.69 7 20.68 46637.30 20.68 46637.30 17.76 32.44 8 20.07 46334.85 20.07 46334.85 17.19 32.10 9 18.92 45904.58 18.92 45904.58 16.16 31.53 10 10.45 45226.90 16.93 45226.90 8.90 30.50 11 8.65 42509.60 8.65 42509.60 7.32 27.97 12 6.63 41448.88 6.63 41448.88 5.59 26.39 13 62.15 40650.16 62.15 40650.16 52.23 24.66 14 7.97 46830.25 64.83 46830.25 6.57 33.95 15 0.06 47317.59 2.38 47317.59 0.05 35.15 16 34.25 18784.64 34.25 18784.64 27.49 5.13 17 31.89 15539.43 31.89 15539.43 25.64 2.97 VAZ.MAS. INTERNA VAZ.MAS. TOTAL EST. LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR KG/H KG/H 1 15309.73 543.61 18700.63 543.61 2 22718.37 19244.68 22718.37 19244.68 3 24481.15 26654.03 24481.15 26654.03 4 24963.09 28418.06 24963.09 28418.06 5 16285.91 28900.93 25012.66 28900.93 6 16168.83 28948.94 16168.83 28948.94 7 15938.72 28831.68 15938.72 28831.68 8 15490.36 28601.36 15490.36 28601.36 9 14628.95 28152.77 14628.95 28152.77 10 8108.33 27291.06 13135.04 27291.06 11 6730.17 25084.61 6730.17 25084.61 12 5168.57 23706.27 5168.57 23706.27 13 48783.78 22144.55 48783.78 22144.55 14 6163.04 30729.60 50131.57 30729.60 15 44.81 32077.40 1845.51 32077.40 16 27712.21 4891.96 27712.21 4891.96 17 25953.55 2883.66 25953.55 2883.66

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ENTALPIA VAZAO MASSICA PESO MOLECULAR ESTAGIO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR MMKCAL/H KG/H 1 -0.09 0.06 15309.73 543.61 161.63 29.09 2 1.02 2.32 22718.37 19244.68 180.73 97.06 3 1.38 3.43 24481.15 26654.03 190.87 116.26 4 1.56 3.79 24963.09 28418.06 198.47 122.58 5 1.10 3.97 16285.91 28900.93 205.93 126.02 6 1.17 4.10 16168.83 28948.94 214.34 128.65 7 1.22 4.17 15938.72 28831.68 221.13 130.24 8 1.24 4.22 15490.36 28601.36 227.73 131.19 9 1.22 4.24 14628.95 28152.77 236.19 131.58 10 0.72 4.22 8108.33 27291.06 250.11 131.28 11 0.67 4.06 6730.17 25084.61 274.57 130.85 12 0.56 4.01 5168.57 23706.27 301.12 128.99 13 5.83 3.90 48783.78 22144.55 338.22 125.51 14 0.85 5.85 6163.04 30729.60 358.60 158.19 15 7.61E-03 6.93 44.81 32077.40 448.08 168.98 16 5.27 1.18 27712.21 4891.96 691.86 67.32 17 4.93 0.72 25953.55 2883.66 723.08 43.29 API FATOR COMPRESS. MASSA ESPECIFICA ESTAGIO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR KG/M3 1 34.47 64.21 0.0010 0.9977 831.161 0.146 2 31.34 33.66 0.0012 0.9925 775.256 0.513 3 29.80 31.22 0.0012 0.9914 769.476 0.588 4 28.72 29.90 0.0013 0.9913 768.709 0.607 5 27.74 28.96 0.0013 0.9914 769.144 0.615 6 26.74 28.11 0.0013 0.9915 769.959 0.617 7 26.02 27.56 0.0014 0.9917 770.646 0.618 8 25.37 27.16 0.0014 0.9919 771.645 0.617 9 24.62 26.82 0.0014 0.9922 773.392 0.613 10 23.60 26.47 0.0015 0.9926 776.060 0.603 11 22.33 26.10 0.0016 0.9933 778.229 0.590 12 21.31 25.89 0.0017 0.9939 779.724 0.572 13 19.85 25.90 0.0019 0.9947 784.996 0.545 14 19.16 24.67 0.0019 0.9935 773.300 0.656 15 15.91 23.40 0.0023 0.9942 776.761 0.678 16 8.73 16.63 0.0033 0.9987 809.094 0.260 17 8.18 14.22 0.0038 0.9991 813.855 0.186 TENSAO SUP. VISCOSIDADE CALOR ESPECIFICO ESTAGIO LIQUIDO LIQUIDO VAPOR LIQUIDO VAPOR DYN/CM CP KC/KGMLC 1 27.23 1.176 0.0087 73.49 12.32 2 19.83 0.472 0.0061 98.46 43.45 3 18.89 0.434 0.0059 107.04 54.00 4 18.59 0.426 0.0061 112.87 58.06 5 18.43 0.425 0.0065 118.36 60.59 6 18.32 0.427 0.0071 124.48 62.76 7 18.23 0.430 0.0075 129.40 64.21 8 18.19 0.436 0.0077 134.11 65.25 9 18.19 0.446 0.0078 140.05 66.05 10 18.24 0.465 0.0079 149.80 66.74 11 18.20 0.494 0.0081 167.49 67.90 12 18.14 0.525 0.0083 186.99 68.21 13 18.32 0.582 0.0085 213.53 67.56 14 17.01 0.532 0.0087 233.52 88.90 15 16.41 0.568 0.0092 304.02 100.52 16 19.04 0.933 0.0117 470.71 39.70 17 19.50 0.989 0.0137 490.80 24.65 RELATORIO DOS MODULOS COLUNA ALIMENTACOES PARA TORRE PRINCIPAL

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--- CORRENTES --- ESTAGIO VAZAO VAZAO TEMP. ENTALPIA KGMOL/H KG/H C MMKCAL/H PETV ( V ) 15 104.09 22867.82 350.63 5.22 PETL ( L ) 16 46.01 29675.71 350.63 5.72 VRF ( V ) 17 62.45 1125.00 460.00 0.38 -DE SIDESTRIPPERS- SI3 ( V ) 13 15.94 1569.58 278.40 0.30 SI1 ( V ) 10 6.76 712.21 213.06 0.11 -- PUMPAROUNDS -- 1 ( L ) 13 93.31 33460.47 206.90 3.01 RETIRADAS DA TORRE PRINCIPAL --- CORRENTES --- ESTAGIO VAZAO VAZAO TEMP. ENTALPIA KGMOL/H KG/H C MMKCAL/H GACI ( V ) 1 18.68 543.61 44.49 0.06 RV ( L ) 17 35.89 25953.55 344.64 4.93 NAF1 ( L ) 1 12.96 2095.26 44.49 -0.01 GOL ( L ) 5 42.38 8726.75 184.86 0.59 SLOP ( L ) 15 4.02 1800.70 325.87 0.31 AGUA ( W ) 1 71.92 1295.65 44.49 -0.56 -P/ SIDESTRIPPERS- SI3 ( L ) 14 29.30 10508.06 283.66 1.45 SI1 ( L ) 10 20.10 5026.71 218.90 0.45 -- PUMPAROUNDS -- 1 ( L ) 14 93.31 33460.47 283.66 4.61 ESPECIFICACOES / VARIAVEIS FLEXIBILIZADAS -- ESPECIFICACOES -- LOCAL IDENT. GRANDEZA COMP. FASE VALOR ESP. VALOR CALC. ESTAGIO 1 TEMPERATURA 44.500 44.495 CORRENTE DNP V VOL STD 60 9.710 9.710 CORRENTE GOL V VOL STD 60 9.830 9.830 CORRENTE DNL V VOL STD 60 4.800 4.800 ESTAGIO 15 VAZAO MOLAR L 0.100 0.100 -- VARIAVEIS FLEXIBILIZADAS -- GRANDEZA LOCAL IDENTIFICACAO VALOR FINAL CARGA TERM. ESTAGIO 1 -2.9265 MMKCAL/H VAZAO MOLAR SIDESTRIP. SI3 29.3031 KGMOL/H VAZAO MOLAR CORRENTE GOL 42.3766 KGMOL/H VAZAO MOLAR SIDESTRIP. SI1 20.0982 KGMOL/H VAZAO MOLAR CORRENTE SLOP 4.0187 KGMOL/H

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COMPOSICOES POR ESTAGIO ESTAGIO < 2 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0006 0.4306 773.7020 2 METANO 6.8147E-06 0.0116 1703.6972 3 ETANO 1.5997E-06 0.0009 583.3406 4 PROPANO 7.9021E-06 0.0022 283.0114 5 ISOBUTANO 1.2346E-05 0.0025 202.4289 6 N-BUTANO 1.9780E-05 0.0028 140.2155 7 ISOPENTANO 2.0914E-05 0.0018 84.1075 8 N-PENTANO 7.7107E-06 0.0005 68.2698 9 N-HEXANO 4.9102E-05 0.0016 33.0300 10 NBP_ 1 106 0.0005 0.0070 12.9975 11 NBP_ 1 121 0.0009 0.0083 9.1913 12 NBP_ 1 135 0.0014 0.0092 6.5082 13 NBP_ 1 145 0.0019 0.0097 5.1201 14 NBP_ 1 152 0.0024 0.0100 4.2274 15 NBP_ 1 160 0.0071 0.0244 3.4276 16 NBP_ 1 168 0.0035 0.0097 2.7885 17 NBP_ 1 176 0.0173 0.0398 2.3056 18 NBP_ 1 185 0.0139 0.0246 1.7735 19 NBP_ 1 192 0.0162 0.0244 1.5045 20 NBP_ 1 197 0.0187 0.0242 1.2918 21 NBP_ 1 202 0.0214 0.0239 1.1176 22 NBP_ 1 207 0.0242 0.0235 0.9715 23 NBP_ 1 212 0.0273 0.0231 0.8472 24 NBP_ 1 217 0.0303 0.0227 0.7501 25 NBP_ 1 220 0.0329 0.0223 0.6770 26 NBP_ 1 224 0.0357 0.0218 0.6101 27 NBP_ 1 227 0.0386 0.0212 0.5486 28 NBP_ 1 231 0.0414 0.0205 0.4954 29 NBP_ 1 234 0.0438 0.0197 0.4507 30 NBP_ 1 237 0.0457 0.0189 0.4141 31 NBP_ 1 240 0.0471 0.0179 0.3806 32 NBP_ 1 243 0.0480 0.0167 0.3474 33 NBP_ 1 246 0.0479 0.0151 0.3156 34 NBP_ 1 249 0.0468 0.0135 0.2877 35 NBP_ 1 252 0.0445 0.0117 0.2637 36 NBP_ 1 255 0.0417 0.0102 0.2441 37 NBP_ 1 257 0.0386 0.0088 0.2280 38 NBP_ 1 259 0.0352 0.0075 0.2134 39 NBP_ 1 261 0.0318 0.0064 0.2004 40 NBP_ 1 263 0.0284 0.0054 0.1886 41 NBP_ 1 265 0.0252 0.0045 0.1779 42 NBP_ 1 267 0.0223 0.0038 0.1684 43 NBP_ 1 268 0.0198 0.0032 0.1600 44 NBP_ 1 270 0.0174 0.0026 0.1521 45 NBP_ 1 272 0.0151 0.0022 0.1442 46 NBP_ 1 274 0.0128 0.0017 0.1360 47 NBP_ 1 276 0.0106 0.0014 0.1273 48 NBP_ 1 278 0.0087 0.0010 0.1194 49 NBP_ 1 280 0.0070 0.0008 0.1111 50 NBP_ 1 282 0.0057 0.0006 0.1043 51 NBP_ 1 284 0.0045 0.0004 0.0976 52 NBP_ 1 286 0.0036 0.0003 0.0912 53 NBP_ 1 288 0.0028 0.0002 0.0853 54 NBP_ 1 290 0.0022 0.0002 0.0795 55 NBP_ 1 293 0.0017 0.0001 0.0742 56 NBP_ 1 295 0.0013 8.8147E-05 0.0693 57 NBP_ 1 297 0.0010 6.1943E-05 0.0647 58 NBP_ 1 299 0.0007 4.3022E-05 0.0604 59 NBP_ 1 301 0.0005 2.9549E-05 0.0564 60 NBP_ 1 303 0.0004 2.0058E-05 0.0527 61 NBP_ 1 305 0.0003 1.3287E-05 0.0491 62 NBP_ 1 307 0.0002 8.6092E-06 0.0457 63 NBP_ 1 309 0.0001 5.5989E-06 0.0427 64 NBP_ 1 311 6.3703E-05 2.5642E-06 0.0403 65 NBP_ 1 313 5.1160E-05 1.9523E-06 0.0382 66 NBP_ 1 314 7.4684E-05 2.6511E-06 0.0355 67 NBP_ 1 316 3.6935E-05 1.2636E-06 0.0342 68 NBP_ 1 318 2.5142E-05 8.0719E-07 0.0321 69 NBP_ 1 320 1.6343E-05 4.8946E-07 0.0299 70 NBP_ 1 322 1.0582E-05 2.9590E-07 0.0280

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71 NBP_ 1 324 6.8435E-06 1.7886E-07 0.0261 72 NBP_ 1 326 4.4272E-06 1.0827E-07 0.0245 73 NBP_ 1 328 2.8578E-06 6.5429E-08 0.0229 74 NBP_ 1 330 1.8346E-06 3.9320E-08 0.0214 75 NBP_ 1 331 1.1729E-06 2.3534E-08 0.0201 76 NBP_ 1 333 7.4901E-07 1.4077E-08 0.0188 77 NBP_ 1 335 4.7553E-07 8.3673E-09 0.0176 78 NBP_ 1 337 2.9879E-07 4.9169E-09 0.0165 79 NBP_ 1 339 1.8717E-07 2.8811E-09 0.0154 80 NBP_ 1 341 1.1682E-07 1.6816E-09 0.0144 ESTAGIO < 5 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0006 0.3714 647.4982 2 METANO 5.3650E-06 0.0100 1865.5205 3 ETANO 1.1695E-06 0.0008 681.3288 4 PROPANO 5.0571E-06 0.0019 367.5593 5 ISOBUTANO 7.3390E-06 0.0020 273.9697 6 N-BUTANO 1.0626E-05 0.0021 198.5327 7 ISOPENTANO 8.7895E-06 0.0012 132.4913 8 N-PENTANO 2.8419E-06 0.0003 112.1504 9 N-HEXANO 1.0354E-05 0.0006 62.3268 10 NBP_ 1 106 5.7337E-05 0.0016 27.7815 11 NBP_ 1 121 7.4232E-05 0.0015 20.6407 12 NBP_ 1 135 9.5496E-05 0.0015 15.3328 13 NBP_ 1 145 0.0001 0.0014 12.4622 14 NBP_ 1 152 0.0001 0.0014 10.5569 15 NBP_ 1 160 0.0004 0.0033 8.8002 16 NBP_ 1 168 0.0002 0.0013 7.3546 17 NBP_ 1 176 0.0009 0.0053 6.2318 18 NBP_ 1 185 0.0007 0.0034 4.9563 19 NBP_ 1 192 0.0008 0.0035 4.2924 20 NBP_ 1 197 0.0010 0.0037 3.7562 21 NBP_ 1 202 0.0012 0.0039 3.3084 22 NBP_ 1 207 0.0015 0.0043 2.9261 23 NBP_ 1 212 0.0018 0.0048 2.5946 24 NBP_ 1 217 0.0023 0.0053 2.3315 25 NBP_ 1 220 0.0028 0.0060 2.1304 26 NBP_ 1 224 0.0035 0.0069 1.9441 27 NBP_ 1 227 0.0045 0.0080 1.7705 28 NBP_ 1 231 0.0058 0.0093 1.6182 29 NBP_ 1 234 0.0073 0.0108 1.4886 30 NBP_ 1 237 0.0090 0.0125 1.3808 31 NBP_ 1 240 0.0111 0.0142 1.2823 32 NBP_ 1 243 0.0138 0.0163 1.1829 33 NBP_ 1 246 0.0172 0.0187 1.0867 34 NBP_ 1 249 0.0209 0.0209 1.0013 35 NBP_ 1 252 0.0246 0.0228 0.9268 36 NBP_ 1 255 0.0279 0.0241 0.8658 37 NBP_ 1 257 0.0307 0.0250 0.8147 38 NBP_ 1 259 0.0331 0.0254 0.7684 39 NBP_ 1 261 0.0351 0.0255 0.7267 40 NBP_ 1 263 0.0367 0.0253 0.6888 41 NBP_ 1 265 0.0379 0.0248 0.6540 42 NBP_ 1 267 0.0387 0.0241 0.6229 43 NBP_ 1 268 0.0392 0.0233 0.5952 44 NBP_ 1 270 0.0395 0.0225 0.5692 45 NBP_ 1 272 0.0394 0.0214 0.5431 46 NBP_ 1 274 0.0392 0.0202 0.5152 47 NBP_ 1 276 0.0387 0.0188 0.4862 48 NBP_ 1 278 0.0378 0.0174 0.4590 49 NBP_ 1 280 0.0364 0.0157 0.4316 50 NBP_ 1 282 0.0353 0.0144 0.4073 51 NBP_ 1 284 0.0338 0.0130 0.3838 52 NBP_ 1 286 0.0321 0.0116 0.3616 53 NBP_ 1 288 0.0303 0.0103 0.3407 54 NBP_ 1 290 0.0283 0.0090 0.3199 55 NBP_ 1 293 0.0262 0.0079 0.3010 56 NBP_ 1 295 0.0240 0.0068 0.2831 57 NBP_ 1 297 0.0217 0.0058 0.2663 58 NBP_ 1 299 0.0195 0.0049 0.2505 59 NBP_ 1 301 0.0173 0.0041 0.2358 60 NBP_ 1 303 0.0151 0.0034 0.2219 61 NBP_ 1 305 0.0130 0.0027 0.2085 62 NBP_ 1 307 0.0110 0.0021 0.1957

132

63 NBP_ 1 309 0.0092 0.0017 0.1841 64 NBP_ 1 311 0.0053 0.0009 0.1746 65 NBP_ 1 313 0.0049 0.0008 0.1665 66 NBP_ 1 314 0.0086 0.0014 0.1570 67 NBP_ 1 316 0.0048 0.0007 0.1511 68 NBP_ 1 318 0.0039 0.0006 0.1428 69 NBP_ 1 320 0.0030 0.0004 0.1342 70 NBP_ 1 322 0.0024 0.0003 0.1263 71 NBP_ 1 324 0.0018 0.0002 0.1189 72 NBP_ 1 326 0.0014 0.0002 0.1120 73 NBP_ 1 328 0.0011 0.0001 0.1056 74 NBP_ 1 330 0.0009 8.4945E-05 0.0996 75 NBP_ 1 331 0.0007 6.1357E-05 0.0939 76 NBP_ 1 333 0.0005 4.4238E-05 0.0886 77 NBP_ 1 335 0.0004 3.1730E-05 0.0835 78 NBP_ 1 337 0.0003 2.2569E-05 0.0787 79 NBP_ 1 339 0.0002 1.6002E-05 0.0741 80 NBP_ 1 341 0.0002 1.1309E-05 0.0698 81 NBP_ 1 343 0.0001 7.9119E-06 0.0657 82 NBP_ 1 345 8.8854E-05 5.4839E-06 0.0617 83 NBP_ 1 347 6.5481E-05 3.7991E-06 0.0580 84 NBP_ 1 349 4.8499E-05 2.6492E-06 0.0546 85 NBP_ 1 351 3.6181E-05 1.8641E-06 0.0515 86 NBP_ 1 352 2.6917E-05 1.3082E-06 0.0486 87 NBP_ 1 354 1.9906E-05 9.1197E-07 0.0458 88 NBP_ 1 356 1.4510E-05 6.2520E-07 0.0431 89 NBP_ 1 358 1.0502E-05 4.2527E-07 0.0405 90 NBP_ 1 360 7.5751E-06 2.8832E-07 0.0381 91 NBP_ 1 362 5.3589E-06 1.9114E-07 0.0357 92 NBP_ 1 364 3.7354E-06 1.2462E-07 0.0334 93 NBP_ 1 366 2.5235E-06 7.8366E-08 0.0311 94 NBP_ 1 368 1.7538E-06 5.1014E-08 0.0291 95 NBP_ 1 370 1.2230E-06 3.3372E-08 0.0273 96 NBP_ 1 372 8.5010E-07 2.1771E-08 0.0256 ESTAGIO < 6 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0007 0.3786 515.8547 2 METANO 5.3799E-06 0.0102 1895.9214 3 ETANO 1.1608E-06 0.0008 699.5541 4 PROPANO 4.9135E-06 0.0019 385.4907 5 ISOBUTANO 7.0683E-06 0.0020 289.8558 6 N-BUTANO 1.0159E-05 0.0021 211.5870 7 ISOPENTANO 8.3154E-06 0.0012 142.6581 8 N-PENTANO 2.6620E-06 0.0003 121.9512 9 N-HEXANO 9.4184E-06 0.0007 69.7355 10 NBP_ 1 106 5.0587E-05 0.0016 31.9694 11 NBP_ 1 121 6.4718E-05 0.0016 23.9913 12 NBP_ 1 135 8.2193E-05 0.0015 17.9959 13 NBP_ 1 145 9.7743E-05 0.0014 14.7237 14 NBP_ 1 152 0.0001 0.0014 12.5376 15 NBP_ 1 160 0.0003 0.0033 10.5100 16 NBP_ 1 168 0.0001 0.0013 8.8315 17 NBP_ 1 176 0.0007 0.0052 7.5204 18 NBP_ 1 185 0.0005 0.0032 6.0216 19 NBP_ 1 192 0.0006 0.0032 5.2368 20 NBP_ 1 197 0.0007 0.0032 4.6002 21 NBP_ 1 202 0.0008 0.0033 4.0665 22 NBP_ 1 207 0.0009 0.0034 3.6091 23 NBP_ 1 212 0.0011 0.0035 3.2110 24 NBP_ 1 217 0.0013 0.0037 2.8940 25 NBP_ 1 220 0.0015 0.0039 2.6509 26 NBP_ 1 224 0.0018 0.0043 2.4252 27 NBP_ 1 227 0.0021 0.0047 2.2143 28 NBP_ 1 231 0.0026 0.0053 2.0288 29 NBP_ 1 234 0.0032 0.0061 1.8704 30 NBP_ 1 237 0.0040 0.0069 1.7383 31 NBP_ 1 240 0.0049 0.0079 1.6177 32 NBP_ 1 243 0.0062 0.0092 1.4955 33 NBP_ 1 246 0.0079 0.0109 1.3769 34 NBP_ 1 249 0.0100 0.0127 1.2714 35 NBP_ 1 252 0.0123 0.0145 1.1793 36 NBP_ 1 255 0.0146 0.0161 1.1035 37 NBP_ 1 257 0.0168 0.0175 1.0401 38 NBP_ 1 259 0.0190 0.0187 0.9824

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39 NBP_ 1 261 0.0211 0.0196 0.9304 40 NBP_ 1 263 0.0231 0.0204 0.8831 41 NBP_ 1 265 0.0249 0.0209 0.8396 42 NBP_ 1 267 0.0266 0.0213 0.8007 43 NBP_ 1 268 0.0281 0.0215 0.7660 44 NBP_ 1 270 0.0294 0.0216 0.7333 45 NBP_ 1 272 0.0307 0.0215 0.7006 46 NBP_ 1 274 0.0321 0.0214 0.6655 47 NBP_ 1 276 0.0334 0.0210 0.6289 48 NBP_ 1 278 0.0345 0.0205 0.5946 49 NBP_ 1 280 0.0352 0.0197 0.5602 50 NBP_ 1 282 0.0362 0.0191 0.5293 51 NBP_ 1 284 0.0367 0.0183 0.4995 52 NBP_ 1 286 0.0369 0.0174 0.4712 53 NBP_ 1 288 0.0369 0.0164 0.4446 54 NBP_ 1 290 0.0365 0.0153 0.4182 55 NBP_ 1 293 0.0359 0.0141 0.3941 56 NBP_ 1 295 0.0349 0.0129 0.3712 57 NBP_ 1 297 0.0336 0.0117 0.3497 58 NBP_ 1 299 0.0319 0.0105 0.3295 59 NBP_ 1 301 0.0300 0.0093 0.3105 60 NBP_ 1 303 0.0279 0.0082 0.2927 61 NBP_ 1 305 0.0255 0.0070 0.2754 62 NBP_ 1 307 0.0229 0.0059 0.2589 63 NBP_ 1 309 0.0204 0.0050 0.2440 64 NBP_ 1 311 0.0123 0.0028 0.2316 65 NBP_ 1 313 0.0120 0.0026 0.2211 66 NBP_ 1 314 0.0222 0.0046 0.2092 67 NBP_ 1 316 0.0128 0.0026 0.2012 68 NBP_ 1 318 0.0109 0.0021 0.1905 69 NBP_ 1 320 0.0091 0.0016 0.1793 70 NBP_ 1 322 0.0076 0.0013 0.1689 71 NBP_ 1 324 0.0063 0.0010 0.1592 72 NBP_ 1 326 0.0051 0.0008 0.1503 73 NBP_ 1 328 0.0042 0.0006 0.1419 74 NBP_ 1 330 0.0034 0.0005 0.1340 75 NBP_ 1 331 0.0028 0.0004 0.1265 76 NBP_ 1 333 0.0023 0.0003 0.1195 77 NBP_ 1 335 0.0018 0.0002 0.1128 78 NBP_ 1 337 0.0015 0.0002 0.1064 79 NBP_ 1 339 0.0012 0.0001 0.1004 80 NBP_ 1 341 0.0009 8.7447E-05 0.0947 81 NBP_ 1 343 0.0007 6.5028E-05 0.0892 82 NBP_ 1 345 0.0006 4.7965E-05 0.0840 83 NBP_ 1 347 0.0004 3.5348E-05 0.0791 84 NBP_ 1 349 0.0004 2.6181E-05 0.0745 85 NBP_ 1 351 0.0003 1.9531E-05 0.0704 86 NBP_ 1 352 0.0002 1.4530E-05 0.0665 87 NBP_ 1 354 0.0002 1.0746E-05 0.0628 88 NBP_ 1 356 0.0001 7.8328E-06 0.0591 89 NBP_ 1 358 0.0001 5.6690E-06 0.0557 90 NBP_ 1 360 7.8050E-05 4.0892E-06 0.0524 91 NBP_ 1 362 5.8828E-05 2.8928E-06 0.0492 92 NBP_ 1 364 4.3772E-05 2.0165E-06 0.0461 93 NBP_ 1 366 3.1700E-05 1.3623E-06 0.0430 94 NBP_ 1 368 2.3484E-05 9.4676E-07 0.0403 95 NBP_ 1 370 1.7429E-05 6.6021E-07 0.0379 96 NBP_ 1 372 1.2888E-05 4.5890E-07 0.0356 97 NBP_ 1 373 9.5212E-06 3.1899E-07 0.0335 98 NBP_ 1 375 6.9937E-06 2.2048E-07 0.0315 99 NBP_ 1 377 5.1159E-06 1.5183E-07 0.0297 ESTAGIO < 10 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0008 0.4099 527.3591 2 METANO 5.6064E-06 0.0110 1969.4406 3 ETANO 1.1805E-06 0.0009 744.6093 4 PROPANO 4.7043E-06 0.0020 435.7572 5 ISOBUTANO 6.5992E-06 0.0022 335.9600 6 N-BUTANO 9.2943E-06 0.0023 250.2207 7 ISOPENTANO 7.4167E-06 0.0013 173.0005 8 N-PENTANO 2.3491E-06 0.0004 149.4418 9 N-HEXANO 7.6614E-06 0.0007 92.6011

134

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135

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207 NBP_ 1 493 3.1813E-06 7.2880E-09 0.0023 208 NBP_ 1 495 2.7884E-06 6.0917E-09 0.0022 209 NBP_ 1 496 2.4412E-06 5.0854E-09 0.0021 210 NBP_ 1 497 2.1353E-06 4.2413E-09 0.0020 211 NBP_ 1 498 1.8665E-06 3.5346E-09 0.0019 ESTAGIO < 12 > COLUNA IO COMPONENTE FRACAO MOLAR K EQUILIBRIO FASE LIQUIDA FASE VAPOR 1 ÁGUA 0.0008 0.4424 545.7567 2 METANO 6.2238E-06 0.0125 2006.4886 3 ETANO 1.2884E-06 0.0010 771.4826 4 PROPANO 4.8507E-06 0.0023 477.8128 5 ISOBUTANO 6.6575E-06 0.0025 376.4699 6 N-BUTANO 9.1829E-06 0.0026 286.2437 7 ISOPENTANO 7.1597E-06 0.0014 202.4805 8 N-PENTANO 2.2473E-06 0.0004 176.4628 9 N-HEXANO 7.0269E-06 0.0008 113.9483 10 NBP_ 1 106 3.0998E-05 0.0020 63.2319 11 NBP_ 1 121 3.7360E-05 0.0019 50.1805 12 NBP_ 1 135 4.4715E-05 0.0018 39.7354 13 NBP_ 1 145 5.1012E-05 0.0017 33.7294 14 NBP_ 1 152 5.6800E-05 0.0017 29.5646 15 NBP_ 1 160 0.0002 0.0039 25.5695 16 NBP_ 1 168 6.7327E-05 0.0015 22.1468 17 NBP_ 1 176 0.0003 0.0060 19.3858 18 NBP_ 1 185 0.0002 0.0036 16.1151 19 NBP_ 1 192 0.0003 0.0036 14.3439 20 NBP_ 1 197 0.0003 0.0036 12.8713 21 NBP_ 1 202 0.0003 0.0036 11.6088 22 NBP_ 1 207 0.0003 0.0036 10.5033 23 NBP_ 1 212 0.0004 0.0036 9.5211 24 NBP_ 1 217 0.0004 0.0036 8.7239 25 NBP_ 1 220 0.0005 0.0037 8.1025 26 NBP_ 1 224 0.0005 0.0038 7.5165 27 NBP_ 1 227 0.0006 0.0040 6.9609 28 NBP_ 1 231 0.0006 0.0042 6.4647 29 NBP_ 1 234 0.0007 0.0044 6.0339 30 NBP_ 1 237 0.0008 0.0048 5.6693 31 NBP_ 1 240 0.0010 0.0051 5.3357 32 NBP_ 1 243 0.0011 0.0056 4.9915 33 NBP_ 1 246 0.0014 0.0063 4.6530 34 NBP_ 1 249 0.0016 0.0070 4.3480 35 NBP_ 1 252 0.0019 0.0077 4.0782 36 NBP_ 1 255 0.0022 0.0083 3.8539 37 NBP_ 1 257 0.0024 0.0089 3.6641 38 NBP_ 1 259 0.0027 0.0094 3.4900 39 NBP_ 1 261 0.0029 0.0098 3.3319 40 NBP_ 1 263 0.0032 0.0101 3.1865 41 NBP_ 1 265 0.0034 0.0104 3.0519 42 NBP_ 1 267 0.0036 0.0105 2.9309 43 NBP_ 1 268 0.0038 0.0106 2.8218 44 NBP_ 1 270 0.0039 0.0107 2.7187 45 NBP_ 1 272 0.0041 0.0107 2.6155 46 NBP_ 1 274 0.0043 0.0107 2.5020 47 NBP_ 1 276 0.0044 0.0106 2.3837 48 NBP_ 1 278 0.0046 0.0105 2.2720 49 NBP_ 1 280 0.0047 0.0102 2.1626 50 NBP_ 1 282 0.0049 0.0100 2.0568 51 NBP_ 1 284 0.0050 0.0098 1.9570 52 NBP_ 1 286 0.0051 0.0094 1.8618 53 NBP_ 1 288 0.0051 0.0091 1.7712 54 NBP_ 1 290 0.0052 0.0087 1.6804 55 NBP_ 1 293 0.0052 0.0084 1.5971 56 NBP_ 1 295 0.0052 0.0080 1.5169 57 NBP_ 1 297 0.0052 0.0075 1.4413 58 NBP_ 1 299 0.0052 0.0071 1.3694 59 NBP_ 1 301 0.0052 0.0067 1.3012 60 NBP_ 1 303 0.0051 0.0063 1.2366 61 NBP_ 1 305 0.0050 0.0059 1.1736 62 NBP_ 1 307 0.0050 0.0056 1.1127 63 NBP_ 1 309 0.0049 0.0052 1.0572 64 NBP_ 1 311 0.0033 0.0034 1.0109 65 NBP_ 1 313 0.0036 0.0035 0.9713 66 NBP_ 1 314 0.0076 0.0071 0.9321

140

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141

144 NBP_ 1 434 0.0032 9.3332E-05 0.0296 145 NBP_ 1 435 0.0030 8.7183E-05 0.0288 146 NBP_ 2 436 0.0029 8.1347E-05 0.0280 147 NBP_ 1 436 0.0028 7.6496E-05 0.0273 148 NBP_ 1 437 0.0027 7.1778E-05 0.0266 149 NBP_ 1 438 0.0026 6.7733E-05 0.0260 150 NBP_ 1 439 0.0025 6.3900E-05 0.0254 151 NBP_ 2 439 0.0024 6.0323E-05 0.0248 152 NBP_ 1 440 0.0023 5.6934E-05 0.0243 153 NBP_ 1 441 0.0023 5.3719E-05 0.0237 154 NBP_ 2 441 0.0022 5.0695E-05 0.0231 155 NBP_ 1 442 0.0021 4.7833E-05 0.0226 156 NBP_ 1 443 0.0020 4.5134E-05 0.0221 157 NBP_ 1 444 0.0020 4.2554E-05 0.0216 158 NBP_ 2 444 0.0019 4.0110E-05 0.0211 159 NBP_ 1 445 0.0018 3.7819E-05 0.0206 160 NBP_ 1 446 0.0018 3.5647E-05 0.0201 161 NBP_ 2 446 0.0017 3.3608E-05 0.0196 162 NBP_ 1 447 0.0017 3.1678E-05 0.0192 163 NBP_ 1 448 0.0016 2.9857E-05 0.0187 164 NBP_ 1 449 0.0015 2.8148E-05 0.0183 165 NBP_ 2 449 0.0015 2.6423E-05 0.0179 166 NBP_ 1 450 0.0014 2.4625E-05 0.0174 167 NBP_ 1 451 0.0014 2.2875E-05 0.0169 168 NBP_ 1 452 0.0013 2.1211E-05 0.0164 169 NBP_ 1 453 0.0012 1.9753E-05 0.0159 170 NBP_ 1 454 0.0012 1.8345E-05 0.0155 171 NBP_ 2 454 0.0011 1.7034E-05 0.0150 172 NBP_ 1 455 0.0011 1.5803E-05 0.0146 173 NBP_ 1 456 0.0010 1.4524E-05 0.0141 174 NBP_ 1 457 0.0010 1.3283E-05 0.0136 175 NBP_ 1 458 0.0009 1.2141E-05 0.0132 176 NBP_ 1 459 0.0009 1.1095E-05 0.0127 177 NBP_ 1 460 0.0008 1.0139E-05 0.0123 178 NBP_ 1 461 0.0008 9.2606E-06 0.0119 179 NBP_ 1 462 0.0007 8.4519E-06 0.0115 180 NBP_ 1 463 0.0007 7.7106E-06 0.0111 181 NBP_ 1 464 0.0007 7.0296E-06 0.0107 182 NBP_ 1 465 0.0006 6.4071E-06 0.0103 183 NBP_ 1 466 0.0006 5.8377E-06 0.0100 184 NBP_ 1 467 0.0006 5.3194E-06 0.0096 185 NBP_ 1 468 0.0005 4.8421E-06 0.0093 186 NBP_ 1 469 0.0005 4.4049E-06 0.0090 187 NBP_ 1 470 0.0005 4.0050E-06 0.0086 188 NBP_ 1 472 0.0004 3.6404E-06 0.0083 189 NBP_ 1 473 0.0004 3.3087E-06 0.0080 190 NBP_ 1 474 0.0004 3.0055E-06 0.0078 191 NBP_ 1 475 0.0004 2.7251E-06 0.0075 192 NBP_ 1 476 0.0003 2.4667E-06 0.0072 193 NBP_ 1 477 0.0003 2.2300E-06 0.0070 194 NBP_ 1 478 0.0003 2.0150E-06 0.0067 195 NBP_ 1 479 0.0003 1.8202E-06 0.0065 196 NBP_ 1 480 0.0003 1.6515E-06 0.0062 197 NBP_ 1 481 0.0002 1.4880E-06 0.0060 198 NBP_ 1 482 0.0002 1.3209E-06 0.0057 199 NBP_ 1 483 0.0002 1.1674E-06 0.0055 200 NBP_ 1 485 0.0002 1.0311E-06 0.0053 201 NBP_ 1 486 0.0002 9.1005E-07 0.0050 202 NBP_ 1 487 0.0002 8.0295E-07 0.0048 203 NBP_ 1 488 0.0002 7.0878E-07 0.0046 204 NBP_ 1 490 0.0001 6.2556E-07 0.0044 205 NBP_ 1 491 0.0001 5.5139E-07 0.0042 206 NBP_ 1 492 0.0001 4.8565E-07 0.0040 207 NBP_ 1 493 0.0001 4.2720E-07 0.0039 208 NBP_ 1 495 0.0001 3.7433E-07 0.0037 209 NBP_ 1 496 9.3220E-05 3.2761E-07 0.0035 210 NBP_ 1 497 8.5373E-05 2.8649E-07 0.0034 211 NBP_ 1 498 7.8135E-05 2.5034E-07 0.0032 212 NBP_ 1 500 7.1408E-05 2.1836E-07 0.0031 213 NBP_ 1 501 6.5005E-05 1.8935E-07 0.0029 214 NBP_ 1 502 5.9068E-05 1.6381E-07 0.0028 215 NBP_ 1 504 5.3608E-05 1.4149E-07 0.0026 216 NBP_ 1 505 4.8612E-05 1.2210E-07 0.0025 217 NBP_ 1 506 4.4006E-05 1.0513E-07 0.0024 218 NBP_ 1 508 3.9724E-05 9.0156E-08 0.0023 219 NBP_ 1 509 3.5817E-05 7.7227E-08 0.0022 220 NBP_ 1 510 3.2258E-05 6.6053E-08 0.0020

142

221 NBP_ 1 512 2.9035E-05 5.6472E-08 0.0019 222 NBP_ 1 513 2.6109E-05 4.8222E-08 0.0018 223 NBP_ 1 515 2.3471E-05 4.1178E-08 0.0018 224 NBP_ 1 516 2.1075E-05 3.5109E-08 0.0017 225 NBP_ 1 517 1.8912E-05 2.9920E-08 0.0016 226 NBP_ 1 519 1.6959E-05 2.5482E-08 0.0015 227 NBP_ 1 520 1.5205E-05 2.1701E-08 0.0014 228 NBP_ 1 521 1.3621E-05 1.8462E-08 0.0014 229 NBP_ 1 523 1.2190E-05 1.5688E-08 0.0013 230 NBP_ 1 524 1.0903E-05 1.3328E-08 0.0012 231 NBP_ 1 525 9.7506E-06 1.1322E-08 0.0012 232 NBP_ 1 527 8.7206E-06 9.6224E-09 0.0011 233 NBP_ 1 528 7.7917E-06 8.1670E-09 0.0010 234 NBP_ 1 529 6.9587E-06 6.9305E-09 0.0010 235 NBP_ 1 531 6.2091E-06 5.8751E-09 0.0009 236 NBP_ 1 532 5.5414E-06 4.9824E-09 0.0009 237 NBP_ 1 533 4.9512E-06 4.2344E-09 0.0009 238 NBP_ 1 535 4.4206E-06 3.5956E-09 0.0008 239 NBP_ 1 536 3.9387E-06 3.0441E-09 0.0008 240 NBP_ 1 537 3.5133E-06 2.5828E-09 0.0007 241 NBP_ 1 539 3.3914E-06 2.4901E-09 0.0007 242 NBP_ 1 540 2.8447E-06 1.9057E-09 0.0007 243 NBP_ 1 541 2.5744E-06 1.6519E-09 0.0006 244 NBP_ 1 542 2.3272E-06 1.4296E-09 0.0006 245 NBP_ 1 543 2.1034E-06 1.2374E-09 0.0006 246 NBP_ 1 544 1.8927E-06 1.0642E-09 0.0006 247 NBP_ 1 545 1.6898E-06 9.0535E-10 0.0005 248 NBP_ 1 547 1.5017E-06 7.6543E-10 0.0005 249 NBP_ 1 548 1.3327E-06 6.4587E-10 0.0005 250 NBP_ 1 549 1.1818E-06 5.4450E-10 0.0005 251 NBP_ 1 551 1.0485E-06 4.5945E-10 0.0004 252 NBP_ 1 552 9.3158E-07 3.8858E-10 0.0004 253 NBP_ 1 553 8.2808E-07 3.2891E-10 0.0004 254 NBP_ 1 554 7.3550E-07 2.7814E-10 0.0004 255 NBP_ 1 556 6.5276E-07 2.3499E-10 0.0004 256 NBP_ 1 557 5.7950E-07 1.9865E-10 0.0003 257 NBP_ 1 558 5.1524E-07 1.6832E-10 0.0003 258 NBP_ 1 559 4.5827E-07 1.4271E-10 0.0003 259 NBP_ 1 561 4.0734E-07 1.2091E-10 0.0003 260 NBP_ 1 562 3.6181E-07 1.0236E-10 0.0003 261 NBP_ 1 563 3.2128E-07 0.0000 0.0003 262 NBP_ 1 564 2.8545E-07 0.0000 0.0003 263 NBP_ 1 565 2.5354E-07 0.0000 0.0002

143

Anexo IV. Equações dos Métodos Teóricos de HETP e Memória de Cálculo

A.IV.1. HETP através de Modelos de Transferência de Massa Teóricos

O desempenho de uma coluna recheada, em destilação ou absorção, é

freqüentemente expressa pelo HETP. De acordo com a Teoria do Duplo Filme,

a relação entre HETP e a altura da unidade de transferência de massa para a

fase vapor (HTUG) e para a fase líquida (HTUL) é dada por (Wang et al, 2005):

( )LG HTUHTUHETP λλ

λ+

−=

1

ln (A.IV.1)

onde λ é o fator de esgotamento, definido como a razão entre a inclinação da

curva de equilíbrio e a inclinação da reta de operação, dado pela eq. A. IV.2

( ) ( )[ ]

−+==

L

V

xVL

m

lklk

lk

211 α

αλ (A.IV.2)

hkhk

lklklk

xy

xy=α (A.IV.3)

onde m é a inclinação da curva de equilíbrio

L é a vazão de líquido, kgmol/s

V é a vazão de vapor, kgmol/s

αlk é a volatilidade relativa do componente chave leve

xlk é a fração molar do componente chave leve na fase líquida

ylk é a fração molar do componente chave leve na fase vapor

xhk é a fração molar do componente chave pesado na fase líquida

yhk é a fração molar do componente chave pesado na fase vapor

Com a combinação da equação A.IV.1, com as definições de HTUG e

HTUL, baseadas na força motriz para transferência de massa através dos

filmes líquido e gasoso no modelo do Duplo Filme, pode-se chegar à expressão

(Wang et al, 2005)

144

+

−=

eL

Ls

eG

Gs

ak

u

ak

uHETP λ

λ

λ

1

ln (A.IV.4)

em que uGs e uLs são as velocidades superficiais da fase líquida e vapor,

respectivamente, em m/s, definidas por

2

4

cG

GGs

d

Mu

πρ= (A.IV.5)

2

4

cL

LLs

d

Mu

πρ= (A.IV.6)

em que, MG é a vazão mássica da fase vapor, kg/s

ML é a vazão mássica da fase líquida, kg/s

dc é o diâmetro da coluna, m

ρl é a massa específica da fase líquida, kg/m3

ρv é a massa específica da fase vapor, kg/m3

e kG e kL são os coeficientes de transferência de massa das fases vapor e

líquida, respectivamente, e ae é a área interfacial efetiva provida pelo recheio à


Desse modo, a precisão do modelo dado pela Equação A.IV.4 é

dependente por sua vez, da acurácia das correlações utilizadas na predição

dos coeficientes de transferência de massa das fases vapor e líquido e da área

interfacial efetiva. No presente estudo, foram escolhidos os modelos de Bravo,

Rocha & Fair (1993, 1996) e Olujić et al. (2004) que propõem correlações para

o cálculo desses três parâmetros.

A.IV.1.1. Modelo de Rocha, Bravo & Fair (1993, 1996)

Dando continuidade ao trabalho de Bravo, Rocha & Fair (1985), Rocha,

Bravo & Fair (1993, 1996) fizeram algumas modificações no modelo,

estendendo-o para o estudo de recheios do tipo Mellapak (placa metálica).

Entre as principais modificações, pode-se mencionar o holdup de líquido, cuja

estimativa correta, segundo os autores, permite o desenvolvimento de modelos

para cálculo de eficiência de recheios estruturados mais rigorosos.

Diferentemente do primeiro modelo [Bravo, Rocha e Fair (1985)], Rocha, Bravo

145

& Fair (1993, 1996) classificam seu modelo como de segunda geração, em que

a eficiência do recheio não pode ser estimada sem a determinação de alguns

parâmetros inerentes à hidráulica do recheio.

Com relação à transferência de massa na fase vapor, a correlação para

parede molhada é mantida com ajustes no diâmetro hidráulico, que agora

passa a ser o lado da corrugação, na constante e nos expoentes dos números

adimensionais da correlação. Assim, os números de Sherwood, Reynolds e

Schmidt combinados tomam a seguinte forma

( )

33,08,0

054,0

+=

gg

g

g

gLeGe

g

g

D

SUU

D

Sk

ρ

µ

µ

ρ (A.IV.7)

onde kg – coeficiente de transferência de massa da fase vapor, m/s

S – lado da corrugação, m

Dg – difusividade da fase vapor, m2/s

ρg – massa específica da fase vapor, kg/m3

µg – viscosidade da fase vapor, kg/m.s

e as velocidades efetivas das fases vapor (UGe) e líquido (ULe), em m/s, são

definidas como

( ) θε sin1 L

GsGe

h

UU

−= (A.IV.8)

θε sinL

LsLe

h

UU = (A.IV.9)

onde UGs – velocidade superficial da fase vapor, m/s

ULs – velocidade superficial da fase líquida, m/s

ε – porosidade do recheio

θ – ângulo de corrugação, º

hL – holdup de líquido

A correlação para predição do holdup de líquido se baseia na adaptação

das correlações de Shi & Mersmann (1985) [apud Rocha et al (1996)], para

estimativa da área interfacial efetiva, podendo ser escrita por

146

( )

3132

sin

34

=

effL

LsLtL

g

U

S

Fh

εθρ

µ (A.IV.10)

onde hL – holdup de líquido

Ft – fator de correção do holdup total de líquido


µL – viscosidade da fase líquida, kg/m.s


ρL – massa específica da fase líquida, kg/m3



geff – gravidade efetiva, m/s2

O termo Ft na Equação A.IV.10 é um fator de correção que leva em

conta a superfície do recheio que não é molhada quando o holdup de líquido

ocorre no leito recheado. Já a gravidade efetiva representa a força agindo no

líquido quando se move de modo descendente através do recheio. O fluxo de

líquido sobre a ação dessa gravidade pode ser comparado ao fluxo em colunas

de paredes molhadas, conforme a Figura A.IV.1. Todos esses parâmetros são

definidos pelas expressões:

( )( )( ) 3,06,02,0

359,015,0

sincos93,01Re12,29

θγε −=

Ls

Lst

SFrWeF (A.IV.11)

( )

∆∆

∆∆−

−=

floodL

GL

effZP

ZPgg 1

ρ

ρρ (A.IV.12)

onde S – lado da corrugação, m




ρG – massa específica da fase vapor, kg/m3

ZP ∆∆ – perda de carga operacional no leito recheado, Pa

147

( )flood

ZP ∆∆ – perda de carga quando há inundação no leito recheado, Pa

Figura A.IV.1. Fluxo do filme líquido na superfície do elemento de um recheio

estruturado [Rocha, Bravo & Fair (1993)].

Adicionalmente os números adimensionais de Reynolds (Re), Weber

(We) e Froude (Fr) para a fase líquida são definidos por

L

LLs

Ls

SU

µ

ρ=Re (A.IV.13)

σ

ρ 2

LsL

Ls

USWe = (A.IV.14)

gS

UFr

Ls

Ls

2

= (A.IV.15)

onde ULs – velocidade superficial da fase líquida, m/s




σ - tensão superficial do líquido, N/m

assim como, o ângulo de contato entre o filme líquido e a superfície sólida do

recheio ( γ ,º), é definido, no nosso caso, para líquido com tensão superficial

abaixo de 0,055 N/m, por

9,0cos =γ (A.IV.16)

148

Rocha, Bravo & Fair (1993, 1996) também mantiveram o Modelo da

Penetração para avaliar a transferência de massa na fase líquida, mas

reconhecendo que, para alguns sistemas, o tempo de exposição não é

simplesmente função da velocidade efetiva do líquido e do comprimento da

corrugação, como no modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985). Pesquisas na

Universidade do Texas indicaram que para casos em que a resistência na fase

líquida é significativa, a teoria da penetração pode ser utilizada desde que seja

modificada com relação ao tempo de exposição:

LeE

eUC

St = (A.IV.17)

onde te – tempo de exposição, s


ULe – velocidade efetiva da fase líquida no leito recheado, m/s

e CE é o fator de correção, menor que a unidade, que leva em conta as partes

do leito recheado em que não há renovação rápida da superfície (bolsões

estagnantes). Experimentos com o sistema oxigênio-ar-água (Murrieta, 1991)

[apud Rocha et al.(1996)] mostraram que, para vários recheios estruturados, CE

~ 0,9, valor utilizado no Modelo de Rocha, Bravo & Fair (1993, 1996). Desse

modo, o coeficiente de transferência de massa para fase líquida pode ser

estimado pela relação:

21

2

=

S

UCDk

LeEL

Lπ

(A.IV.18)

onde kL – coeficiente de transferência de massa para fase líquida, m/s

DL – difusividade da fase líquida, m2/s

O Modelo de Rocha, Bravo & Fair (1993, 1996) baseia-se na relação de

Shi & Mersmann (1985) [apud Rocha et al (1996)] para avaliar a área

superficial efetiva válida para recheios do tipo placa metálica.

149

111,0

2

203,11

−==

gS

U

a

a Ls

p

eβ (A.IV.19)

onde β – fração da superfície usada para transferência de massa

ae – área superficial usada na transferência de massa, m2/m3

ap – área superficial nominal do recheio, m2/m3



g – aceleração da gravidade, m/s2

em que o aumento das vazões de líquido aumentam β no caso do

comportamento de recheios do tipo placa metálica.

A.IV.1.2. Modelo de Olujić e colaboradores (2004)

O modelo Delft foi primeiramente desenvolvido por Olujić (1997), tendo

passado por aperfeiçoamentos [Olujić et al. (1999-2004)]. Esse modelo,

desenvolvido para recheios corrugados, considera o fluxo gasoso como um

contínuo zig-zag através dos canais triangulares corrugados, devido à rotação

dos elementos de recheio em um ângulo de 90º com relação ao elemento logo

acima no leito. A Figura A.IV.2 mostra em detalhes a organização de um leito

recheado, assim como a rotação de seus elementos, enquanto a Figura A.IV.3.

mostra o movimento em zig-zag percorrido pelo fluxo gasoso.

Figura A.IV.2. Ilustração geométrica dos elementos de recheio corrugado no

leito [Olujić et al. (1999)]

150

Figura A.IV.3. Geometria básica e dimensões do canal triangular do recheio

estruturado [Olujić et al. (1999)]

Olujić e colaboradores (2004) definem alguns parâmetros geométricos

do leito e do recheio em si para que se possam usar as correlações dos

coeficientes de transferência de massa. Dentre esses, se destaca o

comprimento do canal do fluxo de gás em um elemento de recheio, dado pela

equação

αsin

hl

pe

peG =, (A.IV.20)

onde lG,pe – comprimento do canal do fluxo de gás em um elemento de

recheio, m

hpe – altura de um elemento de recheio, m

α – ângulo de inclinação da corrugação do recheio, º

Há também o diâmetro equivalente (hidráulico) do canal triangular do

fluxo gasoso, especificado pela altura (h), o lado (s) e a base (b) da

corrugação, com os lados da corrugação, cobertos por um filme líquido de

espessura constante, δ, mostrados na Figura A.IV.3:

( )

h

sbh

b

sbh

h

sbh

bh

sbh

d hG

2

22

2

2

2

5,022

2

δδδ

δ

−+

−+

−

−

= (A.IV.21)

151

onde dhG – diâmetro equivalente (hidráulico) do canal triangular do fluxo

gasoso, m

Os autores definem outro parâmetro que é a fração em forma de V da

seção transversal do canal triangular de fluxo gasoso ocupado pelo filme

líquido (ϕ), expresso pela equação

sb

s

2

2

+=ϕ (A.IV.22)

onde b – base da corrugação, m

s – lado da corrugação, m

As velocidades efetivas das fases líquida e vapor, usadas no modelo são

definidas como

( ) αε sinh

uu

L

Gs

Ge−

= (A.IV.23)

LL

Ls

Lesinh

uu

αε= (A.IV.24)

onde uGe – velocidade efetiva da fase vapor, m/s

uLe – velocidade efetiva da fase líquida, m/s

uGs – velocidade superficial da fase vapor, m/s

uLs – velocidade superficial da fase líquida, m/s


hL – holdup de líquido

α – ângulo de inclinação da corrugação, º

αL – ângulo da linha de descida mais acentuada em que o líquido flui no

recheio, º

A correlação de Spekuljak & Billet (1987) [apud Brunazzi e Paglianti

(1997)] será usada para calcular αL:

152

( )

( )

−

−=

h

bsin

L

2arctancos90

90cosarctan

α

αα

(A.IV.25)

O holdup de líquido é estimado pelo produto entre a área nominal

superficial do recheio e a espessura do filme líquido:

pL ah ⋅= δ (A.IV.26)

onde δ – espessura do filme líquido, m

ap – área nominal superficial do recheio, m2/m3

Olujić e colaboradores (1999) afirmam, baseados em evidências

experimentais, que o holdup de líquido não é afetado significativamente pela

vazão de gás na região de pré-carga, o que implica que a espessura do filme

líquido pode ser determinada através de correlações desenvolvidas para filmes

líquidos na ausência de fluxo de gás, em contracorrente. Assumindo ser

laminar o fluxo do filme líquido sobre a superfície recheada, a espessura do

filme pode ser estimada pela correlação de Nusselt para filmes descendentes

adaptadas para paredes inclinadas, podendo ser assim expressa

=

LpL

LsL

sinag

u

αρ

µδ

3 (A.IV.27)

onde δ – espessura do filme líquido, m





ap – área nominal superficial do recheio, m2/m3


recheio, º

153

Tendo sido definidos todos os parâmetros geométricos e hidráulicos dos

modelos, as correlações dos coeficientes de transferência de massa das fases,

líquida e vapor, podem ser apresentadas, assim como, a correlação para

estimativa da área interfacial de contato entre as fases líquida e vapor, usada

na transferência de massa.

Olujić (1997) inovou quando apresentou sua correlação para estimativa

do coeficiente de transferência de massa para fase vapor, fazendo uma

analogia com a transferência de calor. O autor leva em conta no modelo um

fenômeno comum, a transição do regime laminar para o turbulento, de modo

que o coeficiente de transferência de massa global da fase vapor é

representado pela média das contribuições de fluxo individuais do regime

laminar e turbulento:

2

,

2

, turbGlamGG kkk += (A.IV.28)

com

hG

GlamG

lamGd

DShk

,

, = (A.IV.29)

e

hG

GturbG

turbGd

DShk

,

, = (A.IV.30)

onde kG – coeficiente de transferência de massa global da fase vapor, m/s

kG,lam – coeficiente de transferência de massa da fase vapor no regime

laminar, m/s

kG,turb – coeficiente de transferência de massa da fase vapor no regime

turbulento, m/s

ShG,lam – número de Sherwood para fase vapor no regime laminar

ShG,turb – número de Sherwood para fase vapor no regime turbulento

DG – difusividade da fase vapor, m2/s

dhG – diâmetro hidráulico do canal triangular do fluxo gasoso, m

Os números de Sherwood para fase vapor no regime laminar e no

regime turbulento são dados pelas expressões:

154

peG

hG

GvrGlamGl

dScSh

,

31

, Re664.0= (A.IV.31)

( )

+

−+

=

32

,3/2

, 1

18

7.121

8Re

peG

hG

G

GL

GL

GGvr

turbGl

d

Sc

Sc

Shϕξ

ϕξ (A.IV.32)

com número de Schmidt para fase vapor como

GG

G

GD

Scρ

µ= (A.IV.33)

e número de Reynolds, baseado na velocidade relativa, expresso por:

( )

G

hGLeGeGGrv

duu

µ

ρ +=Re (A.IV.34)

onde dhG – diâmetro hidráulico do canal triangular do fluxo gasoso, m

lG,pe – comprimento do canal do fluxo de gás em um elemento de

recheio, m

ϕ – fração em forma de V da seção transversal do canal triangular de

fluxo gasoso ocupado pelo filme líquido

µG – viscosidade da fase vapor, kg/m.s

ρG – massa específica da fase vapor, kg/m3

uGe – velocidade efetiva da fase vapor, m/s


ξGL – fator de fricção gás-líquido

Olujić (1997) faz uso da expressão de Colebrook e White, para

determinação do fator de fricção gás-líquido:

( ) ( )2

Re

5,14

7,3

/log

Re

02,5

7,3

/log2

−

+−−=

Grv

hG

Grv

hG

GL

dd δδξ (A.IV.35)

A resistência à transferência de massa na fase líquida é considerada

desprezível por Olujić (1997) e por isso é válida a Teoria da Penetração para

155

sua estimativa. Para isso, Olujić (1997) usa a mesma expressão de Bravo,

Rocha & Fair (1985), na previsão do coeficiente de transferência de massa

para fase líquida. Entretanto, o diâmetro equivalente do canal do recheio é

modificado, assim como, o fator de renovação da superfície, que passa a ser

CE ~ 1,1:

hG

LeL

Ld

uDk

9.02

π= (A.IV.36)

onde kL – coeficiente de transferência de massa da fase líquida, m/s

DL – Difusividade da fase líquida, m2/s


dhG – diâmetro hidráulico do canal triangular do fluxo gasoso, m

O último parâmetro a ser abordado para a estimativa do HETP pelo

Modelo Delft é a área superficial efetiva de transferência de massa, parâmetro

este que sofreu mudanças, ao longo dos anos. Na primeira versão do modelo,

Olujić (1997) postulou que a área efetiva não poderia exceder à nominal e que,

no caso de distribuição inicial uniforme de líquido no leito, a má distribuição só

ocorre a baixas vazões de líquido, sendo assim, o autor obteve uma relação

empírica onde a porcentagem molhada do recheio é função da vazão de

líquido:

( )

( )

+

Ω−=

B

Ls

pe

u

Aaa

1

1 (A.IV.37)

onde ae – área superficial efetiva do recheio, m2/m3

ap – área superficial nominal, m2/m3

Ω – fração de vazios na superfície do recheio


A, B – constantes dependentes do tipo e tamanho do recheio

156

Fair e colaboradores (2000) compararam os Modelos Delft e SRP,

chegando à conclusão de que o Modelo Delft superdimensionava as áreas

efetivas. Uma das sugestões dos autores seria uma versão da correlação de

Onda et al. (1968) [apud Olujić (2004)], adaptada para recheios estruturados,

para estimativa correta desse parâmetro. Seguindo a sugestão, Olujić et al.

(2004) desenvolveram a seguinte correlação para estimativa da área efetiva:

( )n

L

LLLpesin

sinWeFraa

−−Ω−= −

ασ

º45Re

075,045,1exp11 2,005,01,0

75,0

(A.IV.38)

com

( )

−

−+

−−Ω−

+

−

−=

−

452,1

013,149,0

250

Re075,0

45,1exp11

ln45

1250

1

2,005,01,0

75,0

L

op

LLLp

Lp

p

WeFraa

nασα

(A.IV.39)

e

Lp

lsL

La

u

µ

ρ=Re (A.IV.40)

σ

ρ

p

lsL

La

uWe

2

= (A.IV.41)

g

auFr

pls

L

2

= (A.IV.42)

onde σ - tensão superficial do líquido, N/m


recheio, º

pop – pressão operacional, bar

ReL – número de Reynolds da fase líquida

WeL – número de Weber da fase líquida

FrL – número de Froude da fase líquida




157

A.IV.1.3. Estimativa das Difusividades das Fases Líquida e Vapor

A difusividade da fase vapor foi estimada pela correlação de Fuller et al.

(1966) [apud Orlando, Jr. (2007)], que deve ser utilizada para sistemas binários

gasosos, a baixa pressão. Nessa estimativa, o par binário da correlação de

Fuller et al. (1966) [apud Orlando, Jr. (2007)] foi utilizado os componentes

chaves do par pseudo-binário determinados segundo Hengstebeck, Kister

(1992) para as seções de topo e fundo dos leitos analisados, logo

( ) ( )[ ]

21

23131

75,19 11100,1

+

+

×=

−

HKLKHKLK

GMMvvP

TD (A.IV.43)

onde DG – difusividade, m2/s

T – temperatura, K

MLK – massa molar do componente chave-leve, kg/kmol

MHK – massa molar do componente chave-pesado, kg/kmol

LKv – volume molecular do componente chave-leve, m3/kmol

HKv – volume molecular do componente chave-pesado, m3/kmol

P – pressão total, atm

A difusividade da fase líquida foi determinada pela correlação de Wilke-

Chang (1955) [apud Orlando, Jr. (2007)] dada por

( )

µ

ξ6,0

21131017,1

A

BBL

V

TMD

−×= (A.IV.44)

onde DL – difusividade, m2/s

T – temperatura, K

µ – viscosidade da solução, cP

VA – volume molar do soluto à temperatura de ebulição, m3/kmol

MB – massa molar do solvente

Bξ = 1,0 – fator de associação para solventes apolares

158

onde, o soluto foi considerado a fase líquida da seção de topo ou fundo da

coluna.

Tabela A.IV.1 Resultados dos cálculos das difusividades da fase líquida e

vapor para os leitos analisados da torre de vácuo da LUBNOR

Estágio Temp, KPM lk,

kg/kmolPM hk,

kg/kmolv lk,

m³/kmolv hk,

m³/kmolP, atm

µ líquido, cP

PM líquido, kg/kmol

DG, m²/s DL, m²/s αLK xLK

2 418,3 162,1 199,6 0,567 0,679 0,1961 0,455 176,8 9,00549E-05 2,01003E-09 1,16 0,82055 458,3 162,1 199,6 0,567 0,679 0,1991 0,413 202,2 7,7948E-06 2,32841E-09 3,03 0,0979

6 467,5 180,8 235,2 0,624 0,769 0,1991 0,414 210,5 7,44597E-06 2,54401E-09 1,75 0,49510 494,7 180,8 235,2 0,624 0,769 0,2025 0,447 246 8,08263E-06 2,69777E-09 3,71 0,1176

11 509,3 183,7 311,6 0,632 0,990 0,2042 0,474 271,99 7,22501E-06 2,7291E-09 4,00 0,2308

12 524,3 188,4 337,7 0,647 1,059 0,2054 0,501 300,9 7,16116E-06 2,7575E-09 4,95 0,1852

Estágio Temp, KPM lk,

kg/kmolPM hk,

kg/kmolv lk,

m³/kmolv hk,

m³/kmolP, atm

µ líquido, cP

PM líquido, kg/kmol

DG, m²/s DL, m²/s αLK xLK

2 417,7 164,5 203,7 0,583 0,694 0,1796 0,472 180,7 7,60513E-06 1,92428E-09 1,37 0,66745 458,0 164,5 203,7 0,583 0,694 0,1822 0,425 205,9 8,80794E-06 2,50136E-09 3,60 0,0552

6 466,7 180,4 256,8 0,629 0,835 0,1822 0,427 214,3 7,72013E-06 2,47118E-09 1,42 0,680610 492,1 180,4 256,8 0,629 0,835 0,1842 0,465 218,9 8,37848E-06 2,41829E-09 6,33 0,0751

11 505,1 187 314,3 0,648 1,003 0,1842 0,494 274,6 7,74572E-06 2,57276E-09 6,73 0,123512 517,4 187 314,3 0,648 1,003 0,1871 0,526 301,1 7,95362E-06 2,59423E-09 9,21 0,08

PETRÓLEO A

PETRÓLEO B

A.IV.2 Resultados dos Modelos Teóricos de Transferência de Massa

Abaixo são apresentadas nas Tabelas A.IV.2 a A.IV.19 as planilhas

utilizadas para cálculo de HETP, baseadas nos modelos teóricos de


159

Tabela A.IV.2 Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo de Bravo, Rocha e Fair

(1993,1996) para o Petróleo B

160

Tabela A.IV.3 Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo de Bravo, Rocha e Fair

(1993,1996) para o Petróleo A

161

Tabela A.IV.4. Planilha de cálculo de HETP pelo Modelo Delft (2004) para o

topo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo B

Packing: 250 Y System: GOL x NAFTA FB at 0.1775 bar TOPO Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006

Geometry Operating conditions Physical properties DELFT MODELb 0,0241 m p 0,1775 bar ρG 0,513 kg/m3

h 0,0119 m T 144,5 °C ρL 775,3 kg/m3Required data

s 0,0169 m µL 4,72E-04 Pasap 236 m2/m3

g 9,81 m/s2 µG 6,10E-06 Pas General

ε 0,95 - π 3,14 - DG 7,61E-06 m2/s Hydraulics

α 45 ° DL 1,92E-09 m2/s Effective areaα 0,79 rad G 198,4 kmol/h σ 0,0198 N/m Mass transferαL 0,96 rad L 125,7 kmol/h

hpe 0,21 m MG 19245 kg/h MwG 97 kg/kmol

lG,pe 0,30 m ML 22713,99 kg/h MwL 180,7 kg/kmol

npe 12,72381 -

hpb 2,67 m x 0,6674 - -ϕ 0,58 - dc 2,3 m αααα 1,37 -Ψ 0,12 - Αχ 4,15 m2

m 0,88 -Ω 0,1 - λ 1,39 -

L/G 0,63

FG uGs uLs uGe δδδδ hL dhG ReGrv ξξξξGL ReGe ξξξξwall ξbulk ζζζζdc ζζζζGL ζζζζGG ρρρρG*uGs2/2

1,80 2,51 0,0020 3,86 0,00013 0,0307 0,0097 3237 0,0534 3159 3,1 1,0 17,4 12,1 39,3 1,62

FG FG,lp FG/FG,lp Fload ∆∆∆∆ppreload ∆∆∆∆ppre/∆∆∆∆z ∆∆∆∆p/∆∆∆∆z ReL WeL FrL ae,onda n ae,new ap,new/ap

1,80 2,39 0,75 0,46 262,1 98,1 0,98 13,63 0,0006 0,00009 200 -0,200 185 0,78

FG uLe ScG ShGturb ShGlam kGlam kGtrub kG kL HTUL HTUG HTUGo HETP HTUG/HTUGo

1,80 0,095 1,56 17,0 7,9 0,01331 0,00620 0,01468 1,63E-04 0,06 0,92 1,01 0,86 0,91


fundo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo B

Packing: 250 Y System: GOL x NAFTA FB at 0.1801 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006



s 0,0169 m µL 4,25E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 12,72381 -


m 2,75 -Ω 0,1 - λ 5,10 -

L/G 0,54


2,47 3,14 0,0022 4,82 0,00013 0,0307 0,0097 4172 0,0513 4082 2,9 1,0 17,0 11,6 39,3 3,04


2,47 2,44 1,01 1,09 487,2 182,4 1,99 16,67 0,0008 0,00011 207 -0,162 191 0,81


2,47 0,105 1,31 19,5 8,5 0,01767 0,00768 0,01926 1,96E-04 0,06 0,85 1,15 0,46 0,74

162


topo do Leito DNL x GOL, Petróleo B

Packing: 250 Y System: DNL x GOL FB at 0.1801 bar Topo Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006



s 0,0169 m µL 4,25E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 10,33333 -


m 0,86 -Ω 0,1 - λ 2,44 -

L/G 0,35


2,47 3,14 0,0014 4,80 0,00011 0,0266 0,0098 4141 0,0499 4074 2,6 1,0 13,4 9,2 31,8 3,04


2,47 2,58 0,96 0,84 387,2 178,4 1,78 10,85 0,0004 0,00005 196 -0,219 182 0,77


2,47 0,079 1,49 20,1 8,8 0,01588 0,00700 0,01736 1,68E-04 0,05 0,99 1,11 0,68 0,90


fundo do Leito DNL x GOL , Petróleo B

System: DNL x GOL FB at 0.1820 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006

Operating conditions Physical properties DELFT MODELm p 0,182 bar ρG 0,590 kg/m3

m T 218,9 °C ρL 776,1 kg/m3Required data

m µL 4,65E-04 Pasm2/m3

g 9,81 m/s2µG 8,10E-06 Pas General

- π 3,14 - DG 8,38E-06 m2/s Hydraulics

° DL 2,42E-09 m2/s Effective arearad G 191,8 kmol/h σ 0,0182 N/m Mass transferrad L 52,5 kmol/h

m MG 25087 kg/h MwG 131 kg/kmol

m ML 13130,25 kg/h MwL 250,1 kg/kmol

-

m x 0,0751 - -

- dc 2,3 m αααα 6,33 -

- Αχ 4,15 m2m 3,23 -

- λ 11,79 -L/G 0,27

uLs uGe δδδδ hL dhG ReGrv ξξξξGL ReGe ξξξξwall ξbulk ζζζζdc ζζζζGL ζζζζGG ρρρρG*uGs2/2

0,0011 4,35 0,00011 0,0254 0,0098 3140 0,0518 3093 2,8 1,0 13,7 9,5 31,8 2,39

FG/FG,lp Fload ∆∆∆∆ppreload ∆∆∆∆ppre/∆∆∆∆z ∆∆∆∆p/∆∆∆∆z ReL WeL FrL ae,onda n ae,new ap,new/ap

0,83 0,53 306,6 141,3 1,41 8,00 0,0002 0,00003 190 -0,252 177 0,75

ScG ShGturb ShGlam kGlam kGtrub kG kL HTUL HTUG HTUGo HETP HTUG/HTUGo

1,64 16,5 8,0 0,01412 0,00682 0,01568 1,52E-04 0,04 1,02 1,52 0,35 0,67

163


topo do Leito DNP x DNL, Petróleo B

Packing: 250 Y System: DNP x DNL FB at 0.1820 bar Topo Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006



s 0,0169 m µL 4,65E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 10,71429 -


m 2,31 -Ω 0,1 - λ 13,66 -

L/G 0,17


2,18 2,84 0,0007 4,33 0,00009 0,0216 0,0098 3121 0,0506 3086 2,5 1,0 13,9 9,6 32,9 2,39


2,18 2,79 0,78 0,40 311,8 138,6 1,39 4,93 0,0001 0,00001 174 -0,336 165 0,70


2,18 0,048 1,77 16,6 8,1 0,01312 0,00645 0,01462 1,34E-04 0,03 1,18 1,61 0,33 0,73


fundo do Leito DNP x DNL, Petróleo B

Packing: 250 Y System: DNP x DNL FB at 0.1849 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO B_25 agosto 2006



s 0,0169 m µL 5,26E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 10,71429 -


m 3,36 -Ω 0,1 - λ 34,41 -

L/G 0,10


2,01 2,72 0,0004 4,13 0,00008 0,0193 0,0098 2614 0,0516 2592 2,6 1,0 13,9 9,8 32,9 2,01


2,01 2,93 0,69 0,24 262,7 116,8 1,17 2,79 0,0000 0,00000 158 -0,432 152 0,64


2,01 0,034 1,96 14,8 7,7 0,01200 0,00626 0,01354 1,13E-04 0,03 1,32 2,21 0,23 0,60

164


topo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo A

Packing: 250 Y System: GOL x NAFTA FAL at 0.1937 bar TOPO Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,55E-04 Pasap 236 m2/m3





lG,pe 0,30 m ML 28359 kg/h MwL 176,8 kg/kmol

npe 12,72381 -


m 0,91 -Ω 0,1 - λ 1,30 -

L/G 0,70


1,99 2,67 0,0024 4,11 0,00014 0,0326 0,0097 3725 0,0528 3627 3,1 1,0 17,4 12,0 39,3 1,97


1,99 2,35 0,84 0,68 320,8 120,1 1,20 17,65 0,0010 0,00014 206 -0,172 190 0,80


1,99 0,112 0,12 4,8 3,6 0,04425 0,03371 0,05563 1,81E-04 0,07 0,25 0,35 0,302 0,73


fundo do Leito GOL x NAFTA, Petróleo A

Packing: 250 Y System: GOL x NAFTA FAL at 0.1967 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,13E-04 Pasap 236 m2/m3



α 45 ° DL 2,33E-09 m2/s Effective areaα 0,79 rad G 266,7 kmol/h σ 0,0184 N/m Mass transferαL 0,96 rad L 154 kmol/h


lG,pe 0,30 m ML 31139 kg/h MwL 202,2 kg/kmol

npe 12,72381 -


m 2,11 -Ω 0,1 - λ 3,65 -

L/G 0,58


2,80 3,41 0,0027 5,25 0,00014 0,0327 0,0097 5119 0,0506 5002 2,9 1,0 17,0 11,5 39,3 3,92


2,80 2,41 1,16 1,72 630,5 235,9 4,05 21,35 0,0013 0,00018 213 -0,139 195 0,83


2,80 0,123 1,31 23,7 9,4 0,01898 0,00753 0,02042 2,04E-04 0,07 0,85 1,10 0,538 0,77

165


topo do Leito DNL x GOL , Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNL x GOL FAL at 0.1967 bar Topo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,13E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 10,33333 -


m 0,93 -Ω 0,1 - λ 2,35 -

L/G 0,40


2,80 3,41 0,0018 5,22 0,00012 0,0288 0,0098 5082 0,0492 4990 2,6 1,0 13,4 9,0 31,9 3,92


2,80 2,53 1,11 1,35 501,1 230,9 3,12 14,57 0,0006 0,00008 204 -0,183 188 0,80


2,80 0,095 1,37 23,4 9,5 0,01788 0,00727 0,01930 1,88E-04 0,05 0,94 1,06 0,671 0,88


fundo do Leito DNL x GOL, Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNL x GOL FAL at 0.2001 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,47E-04 Pasap 236 m2/m3





lG,pe 0,30 m ML 17744 kg/h MwL 246 kg/kmol

npe 10,33333 -


m 2,13 -Ω 0,1 - λ 6,65 -

L/G 0,32


2,48 3,06 0,0015 4,69 0,00012 0,0277 0,0098 3716 0,0511 3652 2,8 1,0 13,7 9,4 31,8 3,07


2,48 2,57 0,97 0,88 395,4 182,2 1,82 11,24 0,0004 0,00006 199 -0,206 184 0,78


2,48 0,082 1,55 18,8 8,5 0,01555 0,00703 0,01707 1,79E-04 0,05 0,97 1,28 0,429 0,76

166


topo do Leito DNM x DNL, Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNM x DNL FAL at 0.2018 bar Topo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,47E-04 Pasap 236 m2/m3





lG,pe 0,30 m ML 12152 kg/h MwL 246 kg/kmol

npe 5,333333 -

hpb 1,12 m x 0,2308 - -ϕ 0,58 - dc 2,3 m αααα 4 -Ψ 0,12 - Αχ 4,15 m2

m 1,40 -Ω 0,1 - λ 6,36 -

L/G 0,22


2,48 3,06 0,0010 4,68 0,00010 0,0244 0,0098 3696 0,0500 3646 2,5 1,0 6,9 4,7 16,4 3,07


2,48 2,69 0,92 0,69 200,6 179,1 1,79 7,70 0,0002 0,00003 188 -0,263 176 0,74


2,48 0,064 1,74 19,3 8,8 0,01424 0,00650 0,01565 1,59E-04 0,04 1,11 1,35 0,467 0,82


fundo do Leito DNM x DNL, Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNM x DNL FAL at 0.2018 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,74E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 5,333333 -

hpb 1,12 m x 0,2308 - -ϕ 0,58 - dc 2,3 m αααα 4 -Ψ 0,12 - Αχ 4,15 m2

m 1,40 -Ω 0,1 - λ 7,76 -

L/G 0,18


2,36 2,97 0,0009 4,53 0,00010 0,0236 0,0098 3375 0,0505 3334 2,5 1,0 6,9 4,8 16,4 2,79


2,36 2,73 0,86 0,56 182,4 162,8 1,63 6,22 0,0001 0,00002 183 -0,290 172 0,73


2,36 0,056 1,84 18,2 8,6 0,01346 0,00634 0,01488 1,49E-04 0,03 1,16 1,43 0,435 0,81

167


topo do Leito DNP x DNM, Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNP x DNM FAL at 0.2029 bar Topo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 4,74E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 5,380952 -


m 1,65 -Ω 0,1 - λ 11,97 -

L/G 0,14


2,36 2,97 0,0007 4,52 0,00009 0,0216 0,0098 3365 0,0498 3330 2,4 1,0 6,9 4,8 16,5 2,79


2,36 2,83 0,84 0,47 182,1 161,1 1,61 4,76 0,0001 0,00001 174 -0,339 165 0,70


2,36 0,047 1,86 18,0 8,6 0,01318 0,00629 0,01461 1,37E-04 0,03 1,23 1,60 0,361 0,77


fundo do Leito DNP x DNM, Petróleo A

Packing: 250 Y System: DNP x DNM FAL at 0.2029 bar Fundo Example and physical properties from: PETRÓLEO A_24ago 2006



s 0,0169 m µL 5,01E-04 Pasap 236 m2/m3






npe 5,380952 -


m 1,65 -Ω 0,1 - λ 15,92 -

L/G 0,10


2,27 2,91 0,0005 4,42 0,00009 0,0204 0,0098 3095 0,0502 3068 2,4 1,0 6,9 4,8 16,5 2,58


2,27 2,89 0,79 0,37 168,1 148,7 1,49 3,61 0,0001 0,00001 167 -0,380 159 0,673


2,27 0,040 1,97 17,1 8,4 0,01254 0,00615 0,01396 1,26E-04 0,03 1,31 1,75 0,324 0,75

168

Tabela A.IV.18. Planilha resumo dos dados para cálculo dos leitos da torre de

vácuo da LUBNOR, Petróleo B

169

Tabela A.IV.19. Planilha resumo dos dados para cáclculo dos leitos da torre de

vácuo da LUBNOR, Petróleo A

170

Anexo V - Procedimento para Escolha de Recheios

O procedimento adotado para escolha dos recheios adequados ao

serviço requerido nas colunas de fracionamento passa, inicialmente, pela

realização de um balanço material e de energia da unidade de processo, na

qual a coluna está inserida, para determinação dos dados de processo da

coluna.

Antes da elaboração do balanço de processo, é essencial que o

projetista tenha um fluxograma simplificado do processo da unidade, na qual os

principais equipamentos são representados além do desenho da coluna de

fracionamento. Neste, deverá constar o número de estágios teóricos entre as

diversas retiradas de correntes da coluna, quer sejam apenas retiradas laterais

de produto ou correntes de refluxos circulantes para troca de calor.

Normalmente são adotados dois estágios teóricos de equilíbrio para as seções

de refluxo circulante da coluna, região essa na qual a contribuição para o

fracionamento entre os cortes laterais da coluna é considerada desprezível,

independentemente da quantidade de calor retirada na região em questão.

A partir do balanço de processo, os seguintes dados são obtidos através

de perfis por estágios teóricos ao longo da coluna: perfil de vazões de líquido e

de vapor, propriedades físicas e de transporte das fases líquida e vapor, assim

como perfis de temperatura e pressão. Esses dados são acrescidos da

quantidade de calor retirada no processo, por condensadores de topo da

coluna e/ou trocadores localizados nos refluxos circulantes intermediários.

Com esses dados em mãos, é aconselhável a preparação de tabelas,

como a exemplificada na Tabela A.V.4 , onde se inclui o número de estágios

teóricos por seção da coluna correspondente a duas retiradas laterais de

produto, ou entre uma retirada e uma saída de refluxo circulante para troca de

calor. Deve-se prestar atenção à localização das correntes de retorno para a

coluna, os vapores provenientes das retificadoras laterais, quando existentes,

para acerto do teor de leves da corrente lateral, ou as correntes líquidas de

retorno dos refluxos circulantes após resfriamento, assim como as correntes de

alimentação principal da coluna, especialmente quando em estado bifásico.

O Cs é um dos parâmetros a ser verificado quando da escolha de

recheios para determinado serviço. Esse parâmetro relaciona a velocidade do

171

vapor ascendente na área transversal da coluna com a relação entre as

densidades das fases vapor e líquida, em m/s (ft/s).

( ) ( )VL

V

V

V

AQ

Cs ρρρ

ρ −

=

Onde

VQ - vazão volumétrica do vapor ascendente, m³/s (ft³/s)

A - área transversal da coluna, m² (ft²)

Vρ e Lρ - massa específica das fases vapor e líquida respectivamente, kg/m³

(lbm/ft³)

a Tabela A.V.1 apresenta valores típicos listados por Kister (Practical

Distillation Technology, curso ministrado na Petrobras em 2004).

Tabela A.V.1 – Valores típicos de Cs (Kister, 2004)

Cs (m/s) Cs (ft/s)

Limite do sistema 0,15 0,492

Recheios com área específica

baixa 0,11 – 0,14 0,35 – 0,45

Recheios com área específica

média 0,08 – 0,11 0,25 – 0,35

Segundo Laird (2004), os valores de Cs (ft/s) da Tabela A.V.2 podem

ser tomados como referência para dimensionamento de regiões com recheios.

Tabela A.V.2 - Valores típicos de Cs (Laird, 2004)

Capacidade Cs (ft/s)

Baixa <0,25

Moderada 0,25 < Cs < 0,38

Alta 0,38 < Cs < 0,45

Extremamente alta > 0,45

Remesat (2007) apresenta uma tabela relacionando o tipo de dispositivo

de bocal de alimentação de cargas bifásicas em torres de destilação, com

172

valores de Cs e perda de carga do dispositivo, enfatizando a influência destes

parâmetros no bom desempenho das colunas recheadas.

Tabela A.V.3 - Perda de carga e Cs de dispositivos de alimentação de torres de

vácuo

Dispositivo de alimentação

de torres a vácuo

∆ P1

mm Hg

Cs²

ft/s

Patented Enhanced

Tangencial Vapor Horn

3,8 0,41

(0,33-0,47)³

Patented Enhanced Radial

Vapor Horn

3,0 0,44

(0,35-0,48)³

YORK-EVENFLOWTM Inlet

Device

3,5 0,38

(0,33-0,55)³ 1 Para valores de Cs projetados para 0,35 ft/s 2 Ponto onde a qualidade do produto começa a ser limitante 3 Faixa de Cs pontuais, para um Cs médio esperado

Com os dados de processo em mãos, a próxima etapa é a escolha dos

programas de avaliação de recheios, normalmente disponibilizados pelos

fornecedores de internos, ou programas proprietários. Alguns desses

programas estão disponibilizados na Internet nas páginas dos principais

fabricantes. O importante nessa fase é a interpretação dos dados de saída

fornecidos pelos programas, para que não se projete um recheio em faixas não

recomendáveis de perda de eficiência, ou próximo ao limite hidráulico do

mesmo, o que levará a uma perda de carga (pressão) excessiva da coluna.

173

Tabela A.V.4 – Folha de Dados

Na maioria dos programas dos fabricantes de recheios aparecem as

faixas de operação recomendadas. Infelizmente, com a grande competição

existente entre os fornecedores de internos de colunas, as versões mais

recentes do programa da empresa Sulzer, que mantém uma postura mais

aberta com os seus clientes, passou a não fornecer a curva de eficiência dos

recheios, como a apresentada abaixo nos catálogos da Sulzer.

174

Figura A VI. 1 – Curva de eficiência do recheio

Figura A.V.1. Exemplos de gráficos de desempenho apresentados nos

catálogos fornecidos pela SULZER

175

Há pelo menos dois tipos de raciocínio com relação a esse fato: ou o

fabricante verificou que existe um grau de afastamento dos pontos

determinados experimentalmente para sistemas binários, em relação aos

sistemas reais encontrados na indústria, ou apenas resolveu nivelar “por baixo”

as informações apresentadas em relação aos outros fornecedores que não

informavam essa variável tão importante. Essas observações estão focadas

nos programas de avaliação de recheios que os fabricantes fornecem para os

clientes. Tais programas são versões mais simplificadas daqueles utilizados

para cálculo, no caso de um fornecimento de internos, programas esses que

devem incorporar toda a experiência em projeto dos fabricantes.

A determinação de um ponto isolado de operação, se não se sabe com

certeza a proximidade de um ponto em que pode haver perda de eficiência,

poderá levar a grandes equívocos de projeto, especialmente naqueles de

colunas de fracionamento em unidades de processamento de petróleo, onde a

composição da carga processada é muito variável. É usual ter-se em refinarias

de petróleo unidades de destilação com grande vazão de carga, as quais têm

alterações significativas no seu elenco de petróleos processados. Com isso, o

perfil de vazões de líquido e de vapor ao longo da coluna é esperado,

precisando o projetista dos internos da coluna estar atento à escolha de

recheios que operem com eficiência, dentro da faixa de operação da unidade.

Cabe ressaltar aqui a importância do trabalho dos engenheiros da

Petrobras [Carvalho e colaboradores (2007)], que, em monografia de final de

curso de Engenharia de Processamento sob o título de “Parâmetros de

Equivalência entre Recheios de Torres de Destilação”, fornece em forma

gráfica uma comparação entre vários tipos de recheios estruturados, de

diversos fabricantes, para ser utilizada no caso do dimensionamento de torres

recheadas. O trabalho incluiu uma comparação entre os recheios da Sulzer, da

Montz e da Koch-Glitsch, principais fornecedores mundiais de recheios

estruturados. Além desses fornecedores tradicionais, Carvalho e colaboradores

(2007) apresentam dados de novos fabricantes chineses e indianos.

176

Anexo VI – Métodos de Análise

Reprodução das duas primeiras páginas dos métodos padronizados pela

ASTM utilizados na determinação das destilações das correntes Nafta e GOL

(ASTM D 86); dos destilados naftênicos leve, médio e pesado, slopwax e CAP

(ASTM D 6352) e das densidade das correntes líquidas (ASTM D 1298).

A.VI.1– Destilação ASTM D 6352

A destilação ASTM D 6352 é utilizada na metodologia HTSD 750,

densenvolvida pela PETROBRAS para determinação de curvas de destilação

para cortes de petróleo situados na faixa da coluna de destilação a vácuo.

178

A.VI.2 – Destilação ASTM D 86

Reprodução das duas primeiras páginas do método padronizado para a

destilação ASTM D 86.

180

A.VI.3 – Densidade ASTM D 1298

Reprodução das duas primeiras páginas do método padronizado para a

determinação da densidade de correntes líquidas ASTM D 1298.

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