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ANÁLISE DE DESEMPENHO DE COLUNA DE
DESTILAÇÃO CONTENDO RECHEIO ESTRUTURADO
Aloisio Euclides Orlando Júnior
Tese submetid...
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Orlando Jr., Aloisio Euclides.
Análise de desempenho de coluna de destilação contendo recheio estruturado /
Aloisio Euc...
iii
Dedico este trabalho a Deus que em tudo tem me suprido e aos meus pais e familiares
pelo apoio incondicional em todos ...
iv
Ninguém te poderá resistir, todos os dias da tua vida; como fui com Moisés, assim serei
contigo; não te deixarei nem te...
v
AGRADECIMENTOS
Ao apoio financeiro da Agência Nacional do Petróleo – ANP – e da
Financiadora de Estudos e Projetos – FIN...
vi
Resumo da Tese de Mestrado apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Tecnologia
de Processos Químicos e Bioquímicos da E...
vii
Abstract of a Thesis presented to Curso de Pós-Graduação em Tecnologia de Processos
Químicos e Bioquímicos – EQ/UFRJ a...
viii
ÍNDICE
Capítulo I. Introdução 1
Capítulo II. Revisão Bibliográfica 5
II.1. Colunas de Destilação e seus Internos 5
II...
ix
IV.4. Simulação da Coluna de Destilação no PRO/II®
usando a carga 70
NM/BS
Capítulo V. Modelos para Estimativa de HETP ...
x
II.1. Análises da Carga C10-C13 147
II.2. Análises da Carga NM/BS 148
II.2.1. Análises do Neutro Médio 148
II.2.2. Análi...
1
I. Introdução
A produção de óleos básicos lubrificantes no Brasil é feita através da rota de
extração por solventes, em ...
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desparafinação e hidroacabamento, para ajuste final da qualidade dos óleos
lubrificantes.
No projeto citado acima, foi a...
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cálculo da área superficial efetiva, propondo correlações para o cálculo desses
parâmetros. O modelo de Brunazzi e Pagli...
4
No capítulo VI, são apresentados os resultados e discussões da separação da
mistura C10-C13, tanto para o corte de 98 % ...
5
II. Revisão Bibliográfica
II.1. Colunas de Destilação e seus Internos
A separação de misturas líquidas por destilação de...
6
baixo, uma menor sensibilidade aos sólidos e, ao mesmo tempo, mantendo uma alta
eficiência, fizeram com que os recheios ...
7
KAMERBEEK; GRAAUW, 1999). De uma maneira geral, o recheio estruturado
corrugado é um dispositivo do tipo escoamento em f...
8
Fig. II.1. Geometria da corrugação: a) seção reta do canal de escoamento; b) arranjo do
canal do escoamento na coluna (F...
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c) características das superfícies - Muito poucos recheios estruturados apresentam
uma superfície lisa. A maioria tem um...
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de 250 m2
/m3
e que o ângulo em relação ao eixo da coluna é de 45o
; se fosse X, o ângulo
seria de 60o
.
Fabricado pela...
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operação fosse realizada a refluxo parcial, com o incremento no número de estágios, a
razão de refluxo seria reduzida e...
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específica efetiva do recheio. Neste caso, face à molhabilidade completa da sua
superfície, a área efetiva do recheio d...
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em colunas secas. Todas as correlações foram desenvolvidas para o sistema ar-água e
validadas em uma coluna de destilaç...
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foram utilizados, o Mellapak 155 Y, 250 Y e 500 Y, com respectivamente, 152, 250 e
500 m2
/m3
de área específica nomina...
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apresentado boa adequação aos dados experimentais. O modelo falha ao representar
sistemas como butano a altas pressões ...
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área superficial permanecem constantes quando a altura é modificada, logo o efeito da
altura não pode ser negligenciado...
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Olujić, Kamerbeek e Graauw (1999) desenvolveram um modelo para predição
da transferência de massa global em recheios es...
18
decréscimo na eficiência a altas pressões, assim como nos sistemas a vácuo, com baixas
vazões de líquido. O modelo de B...
19
Uma modificação da equação de Lockett (1998) para estimativa de HETP para
recheios estruturados foi realizada por Carri...
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desses recheios, com diferentes áreas (250-400 m2
/m3
) e ângulos (45 e 60º). A maioria
dos dados de desempenho publica...
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B1, com subseqüente inserção de placas lisas na parte superior do elemento de recheio.
Adicionalmente, Olujić e colabor...
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no ponto de carga. Estima-se que o recheio com área superficial maior (350 m2
/m3
) e
modificados geometricamente tenha...
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e 400 m2
/m3
e ângulos de corrugação de 45º e 60º, respectivamente. Diante dos
resultados experimentais, que ainda não ...
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recheios e das propriedades físicas dos sistemas, na formação do filme líquido, ainda
não foram investigados de maneira...
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III. Materiais e Métodos
III.1. Descrição da Unidade de Destilação QVF
A unidade de destilação, utilizada no presente t...
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Figura III.1. Representação esquemática da unidade de destilação QVF
27
A coluna possui, como dispositivo de contato líquido/vapor, o recheio Sulzer
DX. Esse recheio se insere na segunda gera...
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pressão de operação, perda de carga na coluna, temperatura do óleo térmico que
condensa o vapor de topo, que vai para o...
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Figura III.3. Sistema operacional WinErs
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A Figura III.4 mostra a coluna de destilação da QVF, que se encontra no
LADEQ (Laboratório do Departamento de Engenhari...
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entre a vazão da alimentação, que é medida pelo medidor do fluxo de carga, e pela
vazão do produto de topo, que também ...
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necessários, tais como aumento da potência do refervedor de 1,0 para 2,4 kW,
observou-se em um teste com a mistura NM/B...
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análises dessa amostragem ainda indicavam semelhança com a carga. Um fato
interessante é que unidades contínuas de labo...
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8. Começar a operação contínua, fixando a razão de refluxo, a temperatura, a
posição e a vazão da alimentação.
9. Medir...
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valores de PFE (Ponto Final de Ebulição) alcançados são bem mais altos (FERREIRA;
AQUINO NETO, 2005).
Dentre os métodos...
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apresentam melhor reprodutibilidade e possui tempos de análise menores quando
comparados aos de destilação física. A au...
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No Capítulo IV, será discutida cada uma das etapas do cálculo de número de
estágios necessários, através dos métodos ap...
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coluna. A Tabela III.7 mostra o planejamento experimental proposto, antes da
montagem da coluna, e a Tabela III.8 mostr...
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De uma forma geral, pode-se dizer que a única variável operacional estudada
que tenha causado mudanças nas composições ...
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0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
% massa
Temperatura(ºC)
caso 5 (10 mm Hg) caso 13 (15 mmHg...
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0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
% massa
Temperatura(ºC)
caso 1 (275 ºC) caso 5 (300 ºC) NM...
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0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
% massa
Temperatura(ºC)
caso 5 (0,6 l/h) caso 7 (0,7 l/h) ...
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0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
% massa
Temperatura(ºC)
caso 7 (RR = 0,5) caso 8 (RR = 1) ...
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Como foi explicitado na seção III.2.1, a vazão de produto de fundo não podia ser
medida, quando da montagem da coluna, ...
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III.7. Modificação da Unidade QVF
Para sanar o problema de amostragem de produto de fundo da coluna QVF,
explicitado na...
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Figura III.15. Unidade QVF antes da modificação
Figura III.16. Unidade QVF após modificação
B
A
A
B
D
C
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III.8. Caracterização dos Produtos
Diante do que foi explicado sobre curvas de destilação na seção anterior, a
Tabela I...
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Published on: Mar 4, 2016
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  • 1. i ANÁLISE DE DESEMPENHO DE COLUNA DE DESTILAÇÃO CONTENDO RECHEIO ESTRUTURADO Aloisio Euclides Orlando Júnior 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. Aprovado por: ________________________________________ Eliôni M. de Arruda Nicolaiewsky (orientador – presidente da banca) ________________________________________ André Luiz Hemerly Costa, D. Sc. ________________________________________ Jorge Navaes Caldas, D. Sc. ________________________________________ José Luiz de Medeiros, D. Sc. Rio de Janeiro, RJ - Brasil Junho de 2007
  • 2. ii Orlando Jr., Aloisio Euclides. Análise de desempenho de coluna de destilação contendo recheio estruturado / Aloisio Euclides Orlando Júnior. Rio de Janeiro: UFRJ/EQ, 2007. x, 203 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. Simulação. 4. Tese. (Mestrado – UFRJ/EQ). 5. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky. I. Análise de desempenho de coluna de destilação contendo recheio estruturado.
  • 3. iii Dedico este trabalho a Deus que em tudo tem me suprido e aos meus pais e familiares pelo apoio incondicional em todos os momentos importantes da minha vida.
  • 4. iv Ninguém te poderá resistir, todos os dias da tua vida; como fui com Moisés, assim serei contigo; não te deixarei nem te desampararei. (Josué 1:5)
  • 5. v AGRADECIMENTOS Ao apoio financeiro da Agência Nacional do Petróleo – ANP – e da Financiadora de Estudos e Projetos – FINEP – por meio do Programa de Recursos Humanos da ANP para o Setor de Petróleo e Gás – PRH-ANP/MCT, em particular ao PRH 13, da Escola de Química – Processamento, Gestão e Meio Ambiente na Indústria do Petróleo e Gás Natural. À Professora Eliôni cujo incentivo, carinho e apoio são imensuráveis para comigo! Sem você seria difícil chegar aqui! A todo Grupo OTIMDEST e LUBDEST (Cristina, Marisa, Reginaldo, Fernanda e Antônio), pela amizade e apoio operacional nas corridas. Sem vocês não daria certo! A Lílian Medina, Lourdes e Ricardo que se empenharam por demais para que todas as análises fossem feitas. Obrigado, vocês ajudaram a construir este trabalho. Ao PRH-13, em especial, ao Professor Mach e à Zizi por todo suporte, para que este trabalho fosse concretizado. À Ana Carreiro que me ajudou por demais na instalação e manutenção do software PRO/II® na rede da EQ. À Fernanda da Invensys, pela ajuda seja nas simulações, seja nos problemas de licença do mesmo. Ao Edmur por todas as explicações e atenção em tirar nossas dúvidas sobre a coluna. Ao Vilaça, por toda a paciência e suporte técnico na instrumentação da coluna. A D. Maria e Jô, vocês fizeram com que minha estadia no LADEQ fosse ótima. A DETEN Química S. A., especialmente ao Sr. Carlos Pellegrini Pessoa, pelo rápido fornecimento da mistura C10-C13, por duas vezes, sem ônus para a nossa Escola.
  • 6. vi 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 COLUNA DE DESTILAÇÃO CONTENDO RECHEIO ESTRUTURADO Aloísio Euclides Orlando Junior Junho, 2007 Orientador: Prof. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky O principal objetivo do presente trabalho foi o de estimar o HETP (Height Equivalent to Theoretical Plate) de uma coluna de destilação em escala laboratorial, operando continuamente, em alto vácuo. Vários testes com uma mistura de hidrocarbonetos parafínicos de composição conhecida (C10-C13), fornecida pela DETEN Química S. A., foram realizados na coluna de destilação de laboratório, com 40 mm de diâmetro nominal e 2,2 m de altura, recheada com internos da Sulzer® . Outros testes foram realizados com uma mistura contendo 42 % volume de Neutro Médio e Bright Stock. Cinco correlações existentes na literatura foram comparadas a fim de verificar qual delas seria a mais apropriada para colunas contendo recheios estruturados, operando com destilados médios e óleos básicos lubrificantes. Antes dos testes experimentais, estudos de simulação usando o software comercial PRO/II® foram realizados a fim de serem estabelecidas as melhores condições operacionais para a destilação, especialmente no que se refere à pressão operacional e à razão de refluxo. Devido a problemas operacionais e de projeto, os testes com a mistura de óleos básicos lubrificantes não foram conclusivos. Contudo, após as modificações na coluna e operando-se com uma vazão otimizada da alimentação, os resultados com essa mistura podem ser aprimorados. Entre as correlações teóricas para a estimativa de HETP [Bravo, Rocha e Fair, (1985); Rocha, Bravo e Fair, (1993, 1996); Brunazzi e Pagliant, (1997); Olujić et al., (2004)], o modelo de Olujić et al. (2004) mostrou melhor resultado (desvio de 24 %) do que o modelo de Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996), que foi de 47%. Contudo, se for usado o modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985), com as premissas propostas neste trabalho, os resultados mostraram um desvio de apenas 8 % com relação ao valor de HETP experimental, permanecendo uma boa escolha para recheios do tipo gauze metálico. Com a vantagem de se evitar cálculos de área efetiva e de coeficientes de transferência de massa, um modelo empírico proposto por Carrillo e colaboradores (2000) também foi investigado, obtendo um pequeno desvio (12 %) com relação ao experimental.
  • 7. vii 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 with emphasis on Petroleum and Natural Gas. PERFORMANCE ANALYSIS OF DISTILLATION COLUMN CONTAINING STRUCTURED PACKING Aloisio Euclides Orlando Junior June, 2007 Supervisor: Prof. Eliôni Maria de Arruda Nicolaiewsky The main purpose of this work was to evaluate HETP (Height Equivalent to Theoretical Plate) of a structured packing laboratory scale distillation column, operating continuously, at high vacuum. Several tests with a paraffinic hydrocarbon mixture of known composition (C10-C13), obtained from DETEN Chemistry S. A., have been performed in a laboratory distillation column, having 40 mm of nominal diameter and 2,2 m high, with internals of Sulzer® DX structured packing. Other tests have been performed with a mixture containing 42 % volume of Medium Base Oil and Bright Stock. Five HETP correlations available in the literature were compared in order to find out which is the most appropriate for structured packed columns operating with medium distillates and lube base oils. Prior to the experimental tests, simulation studies using commercial software PRO/II® were performed in order to establish the optimum operational conditions for the distillation, especially concerning operating pressure and reflux ratio. Due to operational and design problems, the tests with the lube base oil mixture were not conclusive. However, after the column revamp, and operating with an optimized feed rate, results could be enhanced for that mixture. Among the theoretical correlations for HETP evaluation [Bravo, Rocha and Fair (1985); Rocha, Bravo and Fair (1993, 1996); Brunazzi e Pagliant (1997); Olujić et al. (2004)], the model of Olujić et al. (2004) has shown better results (24 % deviation) than Rocha, Bravo and Fair’s model (1993, 1996), which had achieved a 47 % deviation. However, if it is used the model of Rocha, Bravo and Fair (1985), with the assumptions proposed in the present work, the results have shown a deviation of only 8 % relatively to the experimental HETP value, remaining a good choice for gauze metallic packing. With the advantage of avoiding the calculation of effective area and mass transfer coefficients, an empirical model proposed by Carrillo and coworkers (2000) was also investigated, having shown a small deviation (12 %), in comparison to the experimental value.
  • 8. viii ÍNDICE Capítulo I. Introdução 1 Capítulo II. Revisão Bibliográfica 5 II.1. Colunas de Destilação e seus Internos 5 II.1.1. Recheios Estruturados 5 II.1.2. Características Geométricas dos Recheios Estruturados 7 Corrugados II.1.3.Tipos de Recheios Estruturados 9 II.2. Estimativa de Eficiência de Colunas de Recheio Estruturado 10 Capítulo III – Materiais e Métodos 25 III.1. Descrição da Unidade de Destilação QVF 25 III.2. Limitações da Unidade de Destilação Contínua da QVF 30 III.2.1. Vazão de Produto de Fundo 30 III.2.2. Vazão de Alimentação 31 III.2.3. Temperatura de Topo 31 III.2.4. Temperatura de Fundo 32 III.2.5. Amostragem do Produto de Fundo 32 III.3. Operação da Unidade de Destilação Contínua da QVF 33 III.4. Curvas de Destilação 34 III.5. Condições Operacionais para a Carga C10-C13 36 III.6. Condições Operacionais para a Carga NM/BS 37 III.7. Modificação da Unidade QVF 45 III.8. Caracterização dos Produtos 47 Capítulo IV. Simulação de Coluna de Destilação utilizando o Software 48 Comercial PRO/II® IV.1. Método Aproximado para Destilação Multicomponente 49 IV.2. Resultado do Método Aproximado 63 IV.3. Simulação da Coluna de Destilação no PRO/II® usando a carga 66 C10-C13
  • 9. ix IV.4. Simulação da Coluna de Destilação no PRO/II® usando a carga 70 NM/BS Capítulo V. Modelos para Estimativa de HETP em Colunas de Destilação 72 Contendo Recheios Estruturados V.1. Eficiência do Recheio na Destilação – HETP 72 V.2. HETP através de Métodos Empíricos – Correlação 75 de Carrillo, Martin e Rosello (2000) V.3. HETP através de Modelos de Transferência de Massa Teóricos 76 V.3.1. Modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985) 78 V.3.2. Modelo de Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996) 81 V.3.3. Modelo de Brunazzi e Pagliant (1997) 86 V.3.4. Modelo de Olujić e colaboradores (2004) 92 V.3.5. Adaptação do modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985) 99 V.4. Estimativa das Difusividades das Fases Líquida e Vapor 101 Capítulo VI. Resultados e Discussão 103 VI.1. Separação de C10- com 98 % de pureza no topo 103 VI.2. Separação de C11- com 98 % de pureza no topo 107 IV.3. Resultados das Modificações da Unidade QVF 109 IV.4. Separação da mistura de óleos básicos NM/BS 114 VI.5. Análise de Desempenho do Recheio Sulzer® DX 120 Capítulo VII. Conclusões e Sugestões 136 VII.1. Separação da mistura C10-C13 136 VII.2. Separação da Mistura NM/BS 137 VII.3. Sugestões 138 Referências Bibliográficas 139 Apêndices 143 Apêndice I. Procedimento Operacional da Unidade QVF 143 Apêndice II. Análises das Cargas 147
  • 10. x II.1. Análises da Carga C10-C13 147 II.2. Análises da Carga NM/BS 148 II.2.1. Análises do Neutro Médio 148 II.2.2. Análises do Bright Stock 149 II.2.3. Análises da Mistura Processada NM/BS 150 Apêndice III. Analises dos Produtos 151 III.1. Carga C10-C13 151 III.2. Carga BS/NM 155 Apêndice IV. Modelos em Plataforma MatLab® 177
  • 11. 1 I. Introdução A produção de óleos básicos lubrificantes no Brasil é feita através da rota de extração por solventes, em duas unidades de refino, a RLAM (Refinaria Landulpho Alves), situada na Bahia, que utiliza o petróleo parafínico nacional (petróleo baiano) e a outra, a REDUC – Refinaria Duque de Caxias, utilizando petróleo parafínico importado. A RLAM produz os lubrificantes básicos: Neutro Leve, Neutro Médio e Bright Stock; já a REDUC produz além desses, os óleos Spindle, Spindle Branco, Isolante Parafínico, Neutro Pesado, Turbina Leve, Turbina Pesado, Cilindro I e Cilindro II. Há ainda outra refinaria, a LUBNOR (Fábrica de Lubrificantes do Nordeste) que utiliza a rota HDT (Hidrotratamento) para produzir outro tipo de lubrificante, o naftênico, usado em aplicações especiais. A rota de extração por solventes para obtenção de óleos lubrificantes básicos tem a desvantagem de só processar petróleos parafínicos leves específicos. Esse é um problema para muitos países, inclusive para o Brasil onde os petróleos encontram-se, na sua maioria, em águas profundas, caracterizando-se pela alta densidade. O tema desta tese está inserido em um projeto de pesquisa, concebido através de um Convênio com a FINEP (Financiadora de Estudos e Projetos), PETROBRAS e UFRJ, esta representada pela FUJB (Fundação Universitária José Bonifácio), que teve início em 2002 e que visava ao projeto e à otimização da destilação de óleos pesados para a obtenção de óleos lubrificantes básicos, pela rota de hidrorrefino. Essa rota, já empregada em alguns países como os Estados Unidos e alguns da Europa, é uma forma mais severa de hidrotratamento, cuja principal vantagem é a produção de óleos lubrificantes de melhor qualidade (Grupo II), além de produzir combustíveis, como nafta e diesel, mais limpos, a partir de petróleos pesados. Os óleos básicos do Grupo II são reconhecidos pelo alto IV, índice de viscosidade, e maior resistência à oxidação. O processo de hidrorrefino consiste em duas etapas, a primeira de hidrotratamento para remoção de nitrogênio e a segunda de hidrocraqueamento, para remoção final de nitrogênio, para ajuste final da qualidade dos resíduos e a geração de produtos leves. Após o processo de hidrocraqueamento catalítico, o efluente passa por uma destilação atmosférica onde são retirados a nafta e o diesel. Os resíduos gerados, geralmente 370 °C+ são separados em seus respectivos cortes de lubrificantes em uma torre a vácuo. Cada um desses cortes é, então, submetido ao processo de hidro-iso-
  • 12. 2 desparafinação e hidroacabamento, para ajuste final da qualidade dos óleos lubrificantes. No projeto citado acima, foi adquirida uma unidade de destilação, construída pela empresa alemã QVF, subsidiária da suíça De Dietrich. A coluna de destilação, de diâmetro nominal de 40 mm e de 2,2 metros de altura, contendo recheio estruturado da Sulzer, opera continuamente em alto vácuo. A coluna apresenta ainda certa versatilidade tanto em termos de carga, podendo ser introduzida em três lugares diferentes, como em termos de pressão operacional, variando de pressão atmosférica até o vácuo de 1 (um) mbar. De modo a trazer subsídios ao projeto de novas colunas de destilação ou de modificações de colunas já existentes, esse projeto teve um desdobramento, desta vez, com o objetivo de se fazer uma análise de desempenho da coluna de destilação na produção de óleos lubrificantes básicos. Para atender a esses objetivos, foram propostas modificações na coluna, tais como, colocação de retirada lateral na seção de absorção, nova saída de produto de fundo e novo divisor de refluxo. Os testes experimentais foram realizados com uma mistura de Neutro Médio e Bright Stock (NM/BS), de modo a facilitar a separação dos produtos de topo e de fundo da coluna. Face aos problemas operacionais e de projeto da unidade, foi muito difícil obter resultados satisfatórios com relação à mistura NM/BS. Por se tratar de uma mistura complexa, houve dificuldades também com relação às análises dos produtos, cujos resultados demoravam muito para serem disponibilizados, optou-se, então, por se trabalhar também com uma mistura mais leve, de composição conhecida, cedida pela DETEN Química S. A. A vantagem de se trabalhar com uma mistura mais leve (da mesma faixa de destilação do querosene) e de composição conhecida (C10-C13) pode ser sentida na presteza dos resultados das análises e na maior facilidade com relação ao cálculo, em plataforma MatLab® , do número de estágios de equilíbrio (Neq) necessário para efetuar as separações desejadas. O Neq é essencial para se estimar o HETP (Height of Equivalent Theoretical Plate) experimental a fim de comparação com os valores de HETP obtidos pelo uso de correlações existentes na literatura. No presente estudo, foram escolhidos cinco modelos, dentre os quais havia quatro mais teóricos: Bravo, Rocha e Fair (1985), Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996), Brunazzi e Pagliant (1997) e Olujić et al. (2004), que trazem no seu desenvolvimento a dependência dos coeficientes de transferência de massa das fases envolvidas e do
  • 13. 3 cálculo da área superficial efetiva, propondo correlações para o cálculo desses parâmetros. O modelo de Brunazzi e Pagliant (1997) fora desenvolvido para absorção, mas resolveu-se utilizá-lo para fins de comparação com os demais, que são aplicados em colunas de destilação. O quinto modelo investigado foi o de Carrillo, Martin e Rosello (2000), bastante simplificado, pois considera o HETP função apenas da vazão de vapor e das propriedades físicas da mistura. Uma nova abordagem do modelo original de Bravo, Rocha e Fair (1985) foi proposta neste trabalho, tendo obtido resultados bastante surpreendentes em termos de estimativa de HETP para recheios de tecido metálico, para o qual foi desenvolvido. No capítulo II, apresentou-se uma extensa revisão bibliográfica sobre internos de coluna, sobre os tipos de recheio mais comumente empregados em destilação e sobre os modelos para estimativa de HETP. No capítulo III, de Materiais e Métodos, apresenta-se uma descrição bastante objetiva da unidade de destilação contínua QVF e de suas limitações, além da descrição das características do recheio Sulzer DX® . Além disso, são apresentadas as condições operacionais para a separação da mistura C10-C13, de composição conhecida, e da mistura de óleos lubrificantes básicos, Neutro Médio e Bright Stock. Por fim, são descritas, ainda nesse capítulo, as melhorias realizadas na unidade de destilação QVF e as análises da carga e dos produtos, realizadas pelo Laboratório de Avaliação de Petróleos do CENPES/ PETROBRAS. No capítulo IV, foram apresentadas as condições para a simulação no software PRO/II® , a fim de se determinarem as condições ótimas de destilação, tanto da mistura C10-C13, quanto da carga NM/BS. Além do software PRO/II® , fez-se necessária a programação, em plataforma MatLab® , descrita nesse capítulo, dos métodos aproximados (Fenske-Underwood-Gilliland) para obtenção do número de estágios teóricos e da razão de refluxo operacional, a fim de se obter o HETP experimental na separação da mistura C10-C13. No capítulo V, são descritos os modelos para estimativa de HETP, em colunas contendo recheios estruturados. Como mencionado acima, para fins de comparação, foram investigados neste trabalho quatro modelos denominados teóricos e um empírico. Nesse capítulo, descreve-se também uma nova abordagem do modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985) que, assim como o modelo empírico, mostrou-se a melhor opção para a estimativa de HETP de recheios tipo gauze metálico.
  • 14. 4 No capítulo VI, são apresentados os resultados e discussões da separação da mistura C10-C13, tanto para o corte de 98 % de pureza de C10- no topo, quanto para o corte de C11- , com a mesma pureza, no destilado. No primeiro caso, os resultados foram bastante satisfatórios, em termos operacionais e na estimativa de HETP. Já para o corte de C11- , ocorria inundação da coluna e a separação não ocorreu conforme o simulado. Nesse capítulo, são apresentados também os resultados e discussões quanto à separação da carga NM/BS, que, por problemas de limitações da unidade de destilação QVF, não puderam ser conclusivos. Espera-se que com a modificação realizada na unidade, os novos testes experimentais com a mistura NM/BS possam gerar resultados mais satisfatórios. Finalmente, no capítulo VII, são apresentadas as conclusões desta dissertação e as sugestões para trabalhos futuros.
  • 15. 5 II. Revisão Bibliográfica II.1. Colunas de Destilação e seus Internos A separação de misturas líquidas por destilação depende principalmente da criação e da manutenção de área de contato líquido-vapor. Há uma grande variedade de dispositivos de contato líquido-vapor, porém os mais usados são três: pratos, recheios randômicos e recheios estruturados. Em termos de queda de pressão/estágio de equilíbrio, os recheios estruturados estão suplantando os outros dois dispositivos, embora a custo mais alto. Os randômicos são recheios discretos, de forma geométrica bem definida (cilindros, selas, etc.) que são colocados aleatoriamente na coluna. Os recheios estruturados são feitos sob medida para um determinado diâmetro e se constituem de chapas, em geral metálicas, corrugadas e dispostas paralelamente umas às outras na coluna (NICOLAIEWSKY, 1999). Enquanto os recheios randômicos são, em geral, menos caros em termos de investimento de capital, os recheios estruturados fornecem uma baixa queda de pressão, aliada a uma alta eficiência de transferência de massa, reduzindo, portanto, os custos operacionais (McGLAMERY, 1988). Tanto os pratos como os recheios são utilizados para promover o contato íntimo entre o líquido descendente e o vapor ascendente, sem que haja decréscimo da capacidade da coluna de destilação. A grande diferença entre pratos e recheios é a porcentagem de abertura entre esses dois tipos de dispositivos de contato líquido-vapor. O prato tem uma área aberta de 8-15 % da área da seção reta da torre, enquanto para um projeto típico de torres recheadas essa relação é de 50 % (CHEN, 1984). Também, no caso de recheios, o contato entre o líquido-vapor se dá em toda a coluna e não em pontos específicos como nas torres de pratos. II.1.1. Recheios Estruturados Os recheios estruturados começaram a aparecer na década de 40, como descrito por Nicolaiewsky, em 1999, mas somente no fim dos anos 50 é que começaram a ser aplicados na indústria, com o aparecimento dos altamente eficientes recheios feitos de tela metálica (wire-mesh), tais como Goodloe® , Hyperfil® e o Koch-Sulzer® . Os recheios estruturados corrugados, introduzidos pela Sulzer em fins dos anos 70, deram início à terceira geração de recheios estruturados. Alta capacidade, custo mais
  • 16. 6 baixo, uma menor sensibilidade aos sólidos e, ao mesmo tempo, mantendo uma alta eficiência, fizeram com que os recheios corrugados se tornassem competitivos em relação aos internos de torres convencionais. Os anos 80 presenciaram uma crescente popularidade desses recheios, especialmente em revamps de colunas de destilação de petróleo. Essa terceira geração de recheios estruturados, fabricados a partir de lâminas metálicas corrugadas, apresentam também superfícies tratadas, mecânica ou quimicamente, com a finalidade de aprimorar suas características de molhabilidade. Além de aços carbono ou inoxidáveis, podem ser fabricados de plástico ou de cerâmica. Esses recheios apresentam uma estrutura muito bem definida, em termos macroscópico e microscópico. A macroestrutura é constituída de corrugações, cuja dimensão característica varia de 1-5 cm, formando canais, na maioria das vezes, a um ângulo de 45o com o eixo da coluna, por onde passa a fase vapor. Em relação à forma dos canais, grande parte dos recheios apresenta uma seção reta triangular, enquanto outros, como os da Montz, têm a forma mais arredondada. A microestrutura está presente devido ao tratamento dado à superfície: são as texturas sob a forma de pontilhados em arranjo triangular, ou com o formato de sulcos, perfurações ou rasgos. A microestrutura é a responsável pela criação e pela manutenção de um filme líquido estável na superfície do recheio. Às vezes, além das diferentes texturas, as superfícies podem sofrer tratamento químico a fim de assegurar ângulos de contato menores, aprimorando a molhabilidade do recheio (NICOLAIEWSKY, 1999). Os recheios estruturados de alta eficiência são bem mais caros por unidade de volume que os outros recheios. Entretanto, como são mais eficientes, o volume de recheio a ser aplicado é menor. A economia gerada por sua aplicação deve ser avaliada em cada caso. No início da década de 70 custavam entre 50 a 100 vezes mais que um recheio randômico. Durante os anos 80, a concorrência tem feito com que eles tenham o seu custo bastante reduzido, atingindo cerca de 3 a 5 vezes o custo dos randômicos. Esse fato tem permitido maior aplicação dos mesmos, chegando em 1987, no caso da separação etilbenzeno/ estireno, a cerca de 70 % das instalações industriais em todo o mundo (CALDAS; PASCHOAL, 1991). Apesar de o recheio estruturado corrugado (REC) ser considerado um dispositivo de contato fácil de ser compreendido e implementado, na prática tem havido alguns casos de insucesso, particularmente nas destilações a altas pressões, indicando uma preocupante falta de compreensão do seu funcionamento (OLUJIĆ;
  • 17. 7 KAMERBEEK; GRAAUW, 1999). De uma maneira geral, o recheio estruturado corrugado é um dispositivo do tipo escoamento em filme (film flow) e funciona bem desde que o líquido se mova formando um filme fino contínuo devido à tensão superficial. Contudo, o projeto da superfície e da corrugação desses recheios especiais diferem bastante um dos outros e isso tem um profundo efeito no desempenho desses recheios. Sendo assim, começaram a surgir alguns estudos apresentando modelos que levassem em conta os efeitos da geometria desses recheios. Um desses trabalhos foi desenvolvido por Olujić, Kamerbeek e Graauw, em 1999, que achavam que o maior pré-requisito para a utilização de todo o potencial dos REC é a compreensão das relações existentes entre a hidrodinâmica imposta, não apenas pela macroestrutura como pela microgeometria desses recheios e o processo de transferência de massa. II.1.2. Características Geométricas dos Recheios Estruturados Corrugados Os elementos de recheio consistem de chapas metálicas finas, corrugadas (com pregas, ondulações), perfuradas ou não e arranjadas paralelamente umas às outras. A superfície das chapas corrugadas pode ser lisa, texturada, com nervuras ou perfurada. As corrugações são inclinadas em relação ao eixo da torre e, além disso, duas chapas adjacentes são posicionadas de maneira que as suas corrugações tenham direções contrárias. Esses elementos podem ter de 8 a 12 polegadas de altura e são colocados na torre de modo que dois elementos adjacentes estejam posicionados com uma rotação de 90o , um em relação ao outro. a) geometria da corrugação - O tamanho da corrugação define a distância entre as chapas adjacentes. Quanto menores B, h e S (veja Fig. II.1), menor a abertura, maior o número de chapas (maior área de contato) e mais eficiente o recheio. Por outro lado, com aberturas estreitas, reduzem-se os espaços vazios, aumentando a resistência ao escoamento do gás (ou vapor) ascendente, levando a uma menor capacidade e podendo ocasionar problemas de entupimento e de corrosão (KISTER, 1992).
  • 18. 8 Fig. II.1. Geometria da corrugação: a) seção reta do canal de escoamento; b) arranjo do canal do escoamento na coluna (FAIR; BRAVO, 1990). A relação entre B e h, e entre S e h e o ângulo da corrugação definem a geometria do canal de escoamento e a região de contato líquido-vapor. Essa geometria se mantém constante num mesmo tipo de recheio, mas se modifica entre as diversas famílias de recheios estruturados. O ângulo da corrugação varia de 28o a 45o e a relação base/altura da mesma pode variar entre 2:1 e 4:1. Em alguns recheios, como os da Montz® , o vértice do topo do triângulo mostrado na Fig. II.1 é arredondado, a fim de reduzir o atrito e evitar o acúmulo de líquido nas bordas. Atualmente, muitos fabricantes têm oferecido recheios com ângulo de corrugação de 60º para aumentar a capacidade e, assim, satisfazer as necessidades de aumento de produção. b) geometria do elemento - Pelo fato de as chapas serem corrugadas, o escoamento do líquido e do vapor, através de um único elemento, se dá sobre uma série de planos paralelos. Para que esse escoamento seja uniforme em todos os planos, cada elemento de recheio estruturado sofre uma rotação de 90o em relação ao imediatamente inferior. O ângulo de rotação e a altura dos elementos afetam o espalhamento do líquido (liquid spreading) em um recheio estruturado. Por essa razão, a altura dos elementos é relativamente baixa (tipicamente variando de 8 a 12 polegadas) e o ângulo de rotação de 90o . Em cada elemento, as corrugações das chapas ficam inclinadas em relação ao eixo da torre, em geral formando um ângulo de 45o . Esse ângulo é suficientemente grande para uma boa drenagem do líquido, evitando bolsões estagnantes e regiões de acúmulo de líquido. É, contudo, pequeno o bastante para evitar que o vapor evite (bypass) as superfícies metálicas.
  • 19. 9 c) características das superfícies - Muito poucos recheios estruturados apresentam uma superfície lisa. A maioria tem um tratamento de superfície a fim de melhorar as suas características de molhabilidade, aumentando assim a área superficial efetiva do recheio. Experimentos em laboratório baseados em taxas de absorção mostraram que tanto a eficiência na transferência de massa quanto a área efetiva aumentam nas superfícies metálicas texturadas (McGLAMERY, 1988). O acréscimo na eficiência da transferência de massa é função do tipo de tratamento de superfície. Esses tratamentos incluem perfurações, nervuras, ranhuras, relevo baixo, relevo alto, etc... As perfurações servem de canais de comunicação entre as partes superiores e inferiores de cada chapa. Se as perfurações forem muito pequenas, ou não existentes, os dois lados da chapa irão molhar-se apenas a baixas vazões de líquido. Os fabricantes de recheios sem furos acreditam que as perfurações impedem o espalhamento de líquido através da chapa, afetando assim negativamente o desempenho dos recheios estruturados. Usualmente os furos são circulares, mas existe um recheio que emprega furos com o formato da letra W, com as dobras de modo a direcionar o líquido para a outra face da superfície metálica (NICOLAIEWSKY, 1999). II.1.3. Tipos de Recheios Estruturados Exemplo bem sucedido da segunda geração dos recheios estruturados, o Sulzer® Wire Gauze Packing é uma espécie de tecido metálico em tiras, feito com arame muito fino. Essas tiras são corrugadas e montadas paralelas uma às outras, em camadas circulares de mesmo diâmetro que o casco da coluna. A ação capilar distribui o líquido pelo tecido de arame bem fino e o vapor ao subir no recheio o faz de modo tortuoso, através das superfícies molhadas (CALDAS; PASCHOAL, 1991). O Mellapak® , também fabricado pela Sulzer Chemtech. (Suiça), possui estrutura equivalente ao Sulzer BX, porém em vez da tela de tecido metálico, é feito de uma chapa metálica perfurada e com sulcos na sua superfície. Nos Estados Unidos, Canadá e México esse recheio é comercializado com o nome de Flexipac® , pela Koch-Glitsch. Nos testes com o Flexipac® , constataram que esse recheio é mais eficiente na seção do topo da coluna, indicando uma deterioração na distribuição do líquido, à medida que este desce pelo recheio. O ângulo da corrugação é de 45o , com vértice pontiagudo. A notação é importante: o Mellapak® 250 Y, por exemplo, nos diz que a área superficial é
  • 20. 10 de 250 m2 /m3 e que o ângulo em relação ao eixo da coluna é de 45o ; se fosse X, o ângulo seria de 60o . Fabricado pela Koch-Glitsch temos o Gempak® , cuja superfície é lisa e perfurada, com ângulo da corrugação de 45o . A sua notação tem um número que representa o inverso da altura da corrugação. Por exemplo, o Gempak 2A tem 1/2 in de altura de corrugação, enquanto a letra A denota o recheio padrão (Standard). Já o Gempak 4BG é um tipo similar ao Sulzer Wire Gauze BX. Em contraste com os recheios Mellapak® , Flexipac® e Gempak® , os recheios Montz B1® apresentam corrugações sinusoidais em vez de pontiagudas. As superfícies não são perfuradas e têm ranhuras como numa matriz de pontinhos, em arranjo triangular. O número (por exemplo, Montz B1 250) indica a área superficial nominal do recheio, no caso, 250 m2 /m3 . ISP ou Intalox® high performance structured packing apresenta corrugações bem achatadas, com vértices arredondados e superfícies texturadas, com pequenos furinhos. Tem o aspecto de ralador de queijo e os canais formados pelas corrugações são desencontrados, ao longo do elemento do recheio. Nos testes de molhabilidade com vários líquidos de propriedades físicas bem distintas, realizados por Nicolaiewsky (1999), o ISP foi o recheio estruturado corrugado que apresentou melhor resultado em todos os líquidos testados. II.2. Estimativa de Eficiência de Colunas de Recheio Estruturado Meier e colaboradores (1977) desenvolveram um dos trabalhos pioneiros na avaliação do desempenho de recheios estruturados testando a eficiência da transferência de massa do recheio Mellapak 250 Y. Para isso, testes a refluxo total foram conduzidos em uma coluna de destilação de 2,5 m de diâmetro e 11 m de altura, equipada com Mellapak 250 Y em substituição a anéis do tipo Pall de 2 in, utilizando-se nos testes misturas de cis/trans-decaline e clorobenzeno/etilbenzeno, abrangendo uma extensa faixa de pressão e vazões de vapor. Os resultados dos testes mostraram que o recheio Mellapak 250 Y exibe valores de HETP (Height Equivalent to Theoretical Plate) e de perda de carga aproximadamente metade daqueles obtidos pelo recheio randômico, além de apresentar capacidade 50 % maior. A substituição dos recheios aumentou a pureza do produto de topo de 98 para 99,5 % e de fundo de 97 para 98,5 % e se a
  • 21. 11 operação fosse realizada a refluxo parcial, com o incremento no número de estágios, a razão de refluxo seria reduzida em 18 % e a capacidade aumentada em 54 %. Os autores observaram também que não há problemas de scale-up, pois os resultados obtidos em uma coluna de 25,4 cm de diâmetro são os mesmos para uma de 1 m, usando-se o Mellapak 250 Y como dispositivo de contato líquido/vapor. Bravo, Rocha e Fair (1985) desenvolveram pioneiramente um modelo de eficiência de transferência de massa para recheios estruturados tipo tela metálica para condições de destilação. Esse modelo supõe que toda a superfície do recheio esteja molhada, mesmo para condições de alto-vácuo, já que isso só se realiza com altas vazões de líquido. Em função dessa premissa, os autores consideraram a área efetiva superficial igual à área total superficial do recheio. Em contrapartida, o efeito da pressão não foi incorporado ao modelo, pois a aplicação dos recheios é para condições de vácuo, envolvendo baixas taxas de líquido, gerando filmes finos com baixa resistência à transferência de massa, com baixa perda de carga. Como partes integrantes do modelo, foram usadas as relações tradicionais de transferência de massa, desenvolvidas para colunas de parede molhada, em que líquido e vapor escoam em contracorrente, tendo sido definido ainda um diâmetro equivalente para o recheio, usando as suas dimensões da altura e da crista, o comprimento da base da corrugação e o ângulo de corrugação, além dos fluxos mássicos efetivos para as fases vapor e líquida. Adicionalmente, foram empregadas as relações de Johnstone e Pigford (1942 apud BRAVO; ROCHA; FAIR, 1985) para o cálculo do coeficiente de transferência de massa para o lado do gás e as relações da teoria da penetração de Higbie (1935), para os coeficientes de transferência de massa para o lado do líquido. Em seu artigo de 1988, Hufton, Bravo e Fair descrevem uma interessante abordagem de scale-up de colunas de destilação laboratoriais direto para escala industrial, de modo a minimizar os custos associados aos experimentos em escala piloto, contendo internos normalmente utilizados em escala industrial. Os autores utilizaram uma coluna de 25 mm de diâmetro, contendo recheio estruturado tipo tela metálica, com 58 cm de altura na separação de etilbenzeno e clorobenzeno, operando a refluxo total. O método de scale-up proposto é baseado no modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985), em que a resistência à transferência de massa na fase líquida é desprezada, sendo assim, o HETP é aproximado à altura da unidade de transferência de massa, em relação à fase vapor, que é calculada tendo-se em mãos o coeficiente de transferência de massa em relação à fase vapor, obtido pelo modelo de Bravo, Rocha e Fair (1985), e a área
  • 22. 12 específica efetiva do recheio. Neste caso, face à molhabilidade completa da sua superfície, a área efetiva do recheio do tipo tela metálica é considerada igual à nominal. Desse modo, o HETP calculado na esfera laboratorial para a industrial pode ser encontrado, conhecendo-se as velocidades superficiais da fase vapor nas duas escalas, assim como, as áreas efetivas dos recheios das colunas de laboratório e industrial. Foram apresentados por Weiland e Ahlgren (1993) novos dados de transferência de massa e de retenção de líquido para o recheio estruturado Goodle e o ChemPro’s Montz A2 (similar ao Sulzer® BX). Os coeficientes de filme para a transferência de massa e as áreas interfaciais efetivas, para o contato gás–líquido, foram medidos por absorção gasosa. Os resultados são apresentados em termos de equações de regressão para o número de Sherwood para transferência de massa, como função do número de Reynolds; já a área interfacial efetiva, como função do fator de carga da coluna (produto da velocidade superficial da fase vapor pela raiz quadrada da densidade dessa mesma fase). O modelo é consistente com os dados experimentais, entretanto, é discordante do modelo proposto por Bravo, Rocha e Fair (1985) em relação ao coeficiente de transferência de massa para o lado do líquido. Rocha, Bravo e Fair (1993) desenvolveram um modelo mecanístico com o objetivo de analisar e projetar colunas de destilação contendo recheios estruturados de metal corrugado, sendo aplicado também para colunas de absorção e de esgotamento. Nesse artigo, a predição da retenção de líquido no recheio foi peça chave para o desenvolvimento de correlações que pudessem medir com precisão a perda de carga, a capacidade e a eficiência da transferência de massa. Para isso, foi adotado o fluxo nos canais do recheio como uma série de paredes molhadas cuja geometria depende do ângulo e do tamanho da corrugação, onde líquido e gás escoam em contracorrente. No desenvolvimento de seu modelo, Rocha, Bravo e Fair (1993) utilizaram a correlação de Shi e Mersmann (1985 apud ROCHA; BRAVO; FAIR, 1993), adequando-a aos seus dados, podendo assim, estimar a área interfacial disponível para transferência de massa e a retenção de líquido existente no recheio. Essas correlações levam em conta o tratamento de superfície, o ângulo de contato sólido-líquido, os dados geométricos do recheio, as propriedades físicas das fases, líquida e vapor, assim como, suas vazões. A partir daí, foi possível a geração de um modelo de perda de carga, ao longo da coluna, dentro da região de pré-carga que indicasse a capacidade máxima da coluna (flooding point) dando prosseguimento ao estudo realizado por Bravo, Rocha e Fair no ano de 1986 (apud ROCHA; BRAVO; FAIR, 1993) onde foi calculada a perda de carga
  • 23. 13 em colunas secas. Todas as correlações foram desenvolvidas para o sistema ar-água e validadas em uma coluna de destilação de 0,43 m de diâmetro e 3 m de altura, operando a refluxo total, na separação de ciclohexano e n-heptano a diferentes pressões. Os valores de perda de carga e de retenção de líquido se adequaram bem aos experimentais, indicando que o modelo pode ser usado para vários líquidos (inorgânicos e orgânicos) dentro de uma ampla faixa de pressão e vazões. Brunazzi et al. (1995) estudaram a absorção do 1,1,1-tricloroetano de uma corrente de ar pelo absorvente comercial Genosorb 300, em uma coluna de vidro pyrex de 100 mm de diâmetro, contendo recheio estruturado Mellapak 250Y. Os dados experimentais foram usados para formular um modelo para a estimativa da área interfacial de transferência de massa, baseado em dados de retenção de líquido e no cálculo teórico da espessura do filme líquido no recheio. Foi adotado o modelo de Bravo e colaboradores (1992 apud BRUNAZZI et al.,1995) para o cálculo dos coeficientes de transferência de massa para as fases, líquida e vapor, usando-se, entretanto, um diâmetro hidráulico definido por Shi e Mersmann (1985), como comprimento característico do escoamento da fase vapor no recheio. Como parte integrante do modelo, utilizou-se a correlação de Suess et al. (1992 apud BRUNAZZI et al.,1995) que se adequou muito bem aos dados experimentais, tendo apresentado melhor desempenho do que a correlação de Bravo e colaboradores (1992 apud BRUNAZZI et al.,1995). Através dos testes experimentais, foi observado que a retenção de líquido era a variável de maior influência na predição da área ativa de transferência de massa e que a correta avaliação desse parâmetro é imprescindível, pois afeta também o cálculo do coeficiente global de transferência de massa e, conseqüentemente, a altura da unidade de transferência global baseada na fase vapor. O modelo desenvolvido por Brunazzi e colaboradores (1995) se ajustou de forma apreciável a outros sistemas de absorção citados na literatura, como os de Meier, Stoecker e Weinstein (1977) – sistemas NH3-ar- água e SO2-ar-água – mostrando-se adequado para ser usado na avaliação da transferência de massa em processos de absorção que utilizem recheios estruturados. Outro estudo experimental com recheios estruturados Mellapak foi desenvolvido por Laso e colaboradores (1995), em que foi medido o coeficiente de transferência de massa volumétrico kLae por meio do método NTU-HTU, em uma coluna de 0,295 m de diâmetro e 0,42 m de altura do leito recheado. A coluna operava em regime de contracorrente, onde o oxigênio de água saturada era esgotado por uma corrente de ar. Com a finalidade de se avaliar o efeito da área específica em tal separação, três recheios
  • 24. 14 foram utilizados, o Mellapak 155 Y, 250 Y e 500 Y, com respectivamente, 152, 250 e 500 m2 /m3 de área específica nominal e ângulo de corrugação de 45º. O estudo de esgotamento foi conduzido a diferentes velocidades superficiais de líquido (B) e de gás, de modo a avaliar, também, o efeito desses parâmetros no produto kLae. Os resultados experimentais revelam que, qualitativamente, o comportamento de recheios estruturados é o mesmo que o de randômicos. Prova disto é que kLae aumenta quando as vazões de líquido são aumentadas, com velocidades de gás abaixo do ponto de carga. Uma exceção para tal comportamento é exibida pelo recheio 125 Y que para B superiores a 0,01 m/s, ocorre diminuição de kLae; efeito atribuído às características geométricas do recheio que possui um diâmetro hidráulico superior aos dos outros recheios e que, por isso, demonstra um regime de fluxo de líquido diferente. Os autores propuseram duas correlações que retratam, quantitativamente, kLae em função de B, uma para o 250 Y e outra para 500 Y e compararam com o desempenho de recheios randômicos de igual área, concluindo que, de fato, recheios estruturados são superiores em termos de capacidade e eficiência. Na segunda parte do artigo publicado em 1993 (ROCHA; BRAVO; FAIR, 1993), Rocha, Bravo e Fair (1996) desenvolveram um modelo cujos ingredientes básicos são os coeficientes de transferência de massa das fases gás e líquida e a área interfacial efetiva. Alguns conceitos abordados na primeira parte do artigo, tais como espessura do filme líquido sob o recheio, espalhamento de líquido, retenção de líquido são usados, também, para criação do modelo. Em 1985, Bravo, Rocha e Fair assumiram molhabilidade completa da superfície recheada, o que era razoável na época, pois os recheios utilizados eram do tipo gauze (tecido metálico), cuja capilaridade causava espalhamento total de líquido, o que não ocorre no caso de recheios corrugados. Desse modo, uma correlação foi proposta para avaliar o coeficiente de transferência de massa para a fase vapor, baseada na teoria da parede molhada. Para a fase líquida, cuja resistência à transferência de massa é negligenciada por muitos autores, foi utilizada a teoria da penetração com uma modificação no tempo de exposição, onde um fator leva em conta algumas partes do leito onde não há renovação rápida da superfície. Na avaliação da área superficial efetiva, foi utilizada a correlação de Shi e Mersmann (1985 apud ROCHA; BRAVO; FAIR, 1996), modificada na primeira parte do artigo (ROCHA; BRAVO; FAIR, 1993). Os valores de HETP gerados pelo modelo foram comparados a um grande banco de dados disponíveis na literatura que comporta vários tipos de recheios, tamanhos de colunas, misturas e condições operacionais, tendo
  • 25. 15 apresentado boa adequação aos dados experimentais. O modelo falha ao representar sistemas como butano a altas pressões (20,4 bar). Isso pode estar relacionado com os efeitos de mistura axial que não são cobertos pelo modelo. Gualito et al. (1997) fazem um refinamento do modelo de Rocha, Bravo e Fair, (1993, 1996), propondo um modelo de segunda geração, ou seja que pudesse prever a transferência de massa e a perda de carga, acontecendo simultaneamente, influenciando um ao outro. Os autores fizeram uma adaptação do modelo para predizer o HETP e a queda de pressão na coluna a altas pressões, introduzindo um fator de correção de densidade e um fator de área efetiva, aplicáveis para tais pressões. Gualito e seus colaboradores também adaptaram o modelo de Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996) para calcular a eficiência da transferência de massa para recheios estruturados plásticos e cerâmicos. Eles afirmam que o processo de destilação é o mesmo e dependerá da área real de contato entre a fase líquida e a vapor, mas o material do recheio pode afetar a fração e a forma em que a fase líquida molha a superfície sólida do recheio. Sendo assim, novos parâmetros foram calculados para serem empregados em recheios metálicos, cerâmicos e plásticos. Todas as correções feitas com relação ao tipo de recheio e à pressão de operação forneceram um desvio médio de 19 % para HETP e 25% para perda de carga em relação aos 150 pontos experimentais de seu banco de dados. Brunazzi e Pagliant (1997) mostram que para alguns experimentos de absorção de compostos clorados, a resistência do filme líquido contribui apenas em 5 % da resistência global. Já para outros experimentos onde o composto clorado é trocado, essa contribuição aumenta em 30 %, mostrando que desprezar a resistência da fase líquida nem sempre é recomendado. Sabendo desse fato, os autores avaliaram a resistência do filme líquido através do esgotamento de CO2, proveniente da água para o ar, com uma coluna de vidro de 100 mm de diâmetro e 2 m de altura, corroborando para criação de seu modelo, baseado nos números adimensionais de Sherwood, Kaptisa e Graetz. Para verificar a eficácia do modelo proposto, foram realizados experimentos de absorção de compostos clorados do ar gasto para absorventes comerciais. Os resultados expressos em kLae são bastante próximos dos valores experimentais. Os autores apontam o efeito da altura da coluna na altura de transferência global, em relação à fase líquida, para alturas maiores que 1 m e números de Reynolds para fase líquida inferiores a 100. Esse efeito não é só devido à má distribuição de líquido, segundo eles, mas à mudança do coeficiente de transferência de massa para fase líquida, porque a retenção de líquido e a
  • 26. 16 área superficial permanecem constantes quando a altura é modificada, logo o efeito da altura não pode ser negligenciado no projeto de colunas. Lockett (1998) desenvolveu um método aproximado, usando o modelo rigoroso de Rocha, Bravo e Fair (1996) que se baseia na Teoria do Duplo Filme de transferência de massa. O modelo desenvolvido, função das propriedades físicas das fases, líquida e vapor, e da área superficial do recheio, calcula o HETP para uma vazão de vapor de 80% da vazão de inundação. Através do seu modelo, o autor afirma que não é necessário calcular a perda de carga da coluna seca e da coluna molhada, a gravidade efetiva agindo no líquido, a retenção de líquido, a área interfacial efetiva, o coeficiente de transferência de massa para as fases, líquida e vapor, fatores estes desnecessários para o seu modelo. Mesmo que a coluna opere a vazões de vapor diferentes da que corresponde a 80 % da vazão de inundação, é mostrado no seu artigo que o HETP não varia muito com a vazão de vapor, mas com as propriedades físicas das fases, líquida e vapor, e com a pressão de operação. O modelo é desenvolvido, também, assumindo ser a inclinação da curva de equilíbrio igual à unidade. Desse modo, o fator de esgotamento, a refluxo total, também é igual à unidade. Lockett recomenda que se o sistema a ser destilado possui constante de equilíbrio diferente da unidade, deve-se recorrer ao modelo original de Rocha, Bravo e Fair (1996). Um estudo experimental foi conduzido por Verschoof, Olujić e Fair (1999), com vários recheios estruturados comerciais, para determinar o efeito de suas geometrias no comportamento hidráulico. Para tal, os dados do sistema ar-água foram usados para os estudos hidráulicos conjuntamente com os dados de destilação do sistema ciclohexano/ n-heptano que proveram informações adicionais de transferência de massa e da hidrodinâmica desses recheios. Esse estudo teve a finalidade de superar as limitações dos modelos existentes na literatura que prevêem a perda de carga e a taxa de transferência de massa somente para região de pré-carregamento. Uma correlação foi proposta para identificação do ponto de carga, função do diâmetro hidráulico do canal triangular do fluxo de gás, das velocidades superficiais das fases, líquida e vapor, das propriedades físicas dessas fases e do ângulo de corrugação. Adicionalmente, outra correlação foi proposta para o cálculo da perda de carga acima do ponto de carga, usando-se um fator de correção. A comparação dos dados experimentais com aqueles gerados pelas correlações desenvolvidas indica que, para fins de engenharia, o modelo de Verschoof, Olujić e Fair (1999) representa bem a hidráulica de recheios estruturados.
  • 27. 17 Olujić, Kamerbeek e Graauw (1999) desenvolveram um modelo para predição da transferência de massa global em recheios estruturados, baseados na geometria macro dos mesmos. Diferentemente dos modelos já existentes, foi introduzido um novo parâmetro, o diâmetro hidráulico de um canal triangular formado pela interseção de duas placas corrugadas, como comprimento característico, presente nas correlações hidrodinâmicas e de transferência de massa. Foram utilizadas as mesmas correlações do artigo de Rocha, Bravo e Fair (1996) para estimar as velocidades efetivas das fases gás e líquida, assim como, a correlação do coeficiente de transferência de massa para a fase líquida, baseada na teoria da penetração. Em relação à estimativa da retenção de líquido, foi assumido como sendo o produto da área superficial do recheio e a espessura do filme (determinado pela fórmula de Nusselt para filmes descendentes em paredes inclinadas, no regime laminar). A retenção de líquido estimado por Rocha, Bravo e Fair (1996) foi relacionado com a perda de carga na coluna e no artigo de Olujić, Kamerbeek e Graauw (1999), esses dois parâmetros são tratados de forma independente. A estimativa da área interfacial molhada é função da fração da superfície ocupada por vazios, pois a correlação foi desenvolvida com base nos dados do recheio da Montz® e da velocidade superficial do líquido. O coeficiente de transferência de massa para a fase vapor é estimado dividindo-o em duas parcelas, para o regime laminar e para o turbulento, já que se assume que o regime de escoamento cobre a região de transição. Os autores mostram que seu modelo reproduz as mesmas tendências, com relação ao HETP, kG e kL que os modelos conhecidos, entretanto, algumas melhorias devem ser feitas na área superficial efetiva que representa a chave para o sucesso de um método generalizado de predição do desempenho de recheios estruturados. Uma análise de desempenho do recheio estruturado Mellapak 250 Y da Sulzer® foi realizado por Fitz, Kunesh e Shariat (1999) numa coluna de destilação de escala industrial de 1,2 m de diâmetro. Nesse estudo, foram utilizados os sistemas o-xileno/p- xileno, i-butano/ n-butano e ciclohexano/n-heptano. Os testes foram realizados a refluxo total com a pressão variando de 0,02 a 27,6 bar, em duas colunas distintas, uma para os testes de baixa pressão e outra para os de alta pressão. Foram utilizados também dois tipos de distribuidores; para baixas e altas vazões de líquido. Resultados de capacidades, eficiência de separação e perda de carga são apresentados e comparados aos modelos de Rocha/Gualito (1993, 1996, 1997), Billet/Schultes (1995, 1998) e Spiegel e Meier (1992, 1994 apud FITZ; KUNESH; SHARIAT, 1999). O modelo de Rocha/Gualito (1993, 1996, 1997) funcionou muito bem a pressões moderadas, entretanto previu um
  • 28. 18 decréscimo na eficiência a altas pressões, assim como nos sistemas a vácuo, com baixas vazões de líquido. O modelo de Billet/Schultes (1995, 1998) se adequa de forma precisa aos dados experimentais de eficiência, exceto para os sistemas de butanos a 6,9 e 11,4 bar e de xilenos a 0,02 bar, nos quais a eficiência é subestimada. O sucesso desse modelo se deve à regressão de alguns parâmetros que são ajustados aos dados experimentais. O modelo de Spiegel e Meier (1992, 1994) prediz bem os dados de perda de carga, exceto para altas pressões. Já o modelo de Rocha/Gualito (1993, 1996, 1997) prediz de forma eficiente os dados de perda de carga a altas pressões, entretanto, em pressões baixas e moderadas, o modelo de Spiegel e Meier (1992, 1994) se adequou melhor aos dados experimentais. Fitz et al. (1999) também observaram uma região de aumento de HETP a pressões de 11,4 bar nos sistemas de butano, sendo sensível ao modo de distribuição de líquido utilizado. Eles apontam o backmixing de líquido como causa da perda de eficiência desse sistema. Olujić (1999) realizou um estudo hidráulico com o recheio B1-250 da Montz® na tentativa de verificar o efeito do diâmetro da coluna na capacidade e na perda de carga. Foi usado o sistema ar/água, à temperatura ambiente, com colunas cujos diâmetros internos eram de 0,2 m, 0,45 m, 0,8 m e 1,4 m. Os resultados mostraram que a perda de carga aumentava, quando o diâmetro e, conseqüentemente a capacidade, diminuía. O autor observou que esse efeito se intensificava para diâmetros inferiores a 1 m e quando a altura de um elemento de recheio se aproximava do diâmetro da coluna. Tais resultados indicam que dados experimentais obtidos em escalas laboratoriais e/ou piloto superestimam a perda de carga e, conseqüentemente, o diâmetro, quando se deseja projetar unidades industriais. O autor ainda esclarece que o aumento da perda de carga em colunas de menor diâmetro pode ser atribuído ao grande número de mudanças de direção do fluxo gasoso e ao aumento do inventário de líquido nas proximidades da parede, devido aos wall wipers (chicanas para redirecionar o líquido de volta para a coluna), diminuindo, assim, a área transversal livre para a passagem de gás. Tal situação pode ser minimizada, aumentando-se o ângulo da corrugação, reduzindo-se a altura do elemento de recheio ou aumentando-se as dimensões da corrugação. Olujić (1999) declara que seu modelo incorpora o efeito do tamanho da coluna e prediz resultados conservadores para a escala industrial, entretanto, para colunas com pequeno diâmetro seu modelo deve ser melhorado, pois tende a superestimar a capacidade, se comparado aos dados experimentais.
  • 29. 19 Uma modificação da equação de Lockett (1998) para estimativa de HETP para recheios estruturados foi realizada por Carrillo, Martin e Rosello (2000). A equação modificada permite a estimativa de eficiência para vários recheios e diversas áreas superficiais, e não apenas para o Flexipac da Koch-Glitsch® para o qual a equação havia sido originalmente desenvolvida. Outro fator de correção também foi proposto de modo a corrigir o efeito da pressão nos sistemas ciclohexano/heptano e clorobenzeno/ etilbenzeno. Outra correlação para o recheio Sulzer® BX foi proposta, função da vazão de vapor (fator de grande influência no HETP de recheios de tecido metálico), da densidade das fases líquida e vapor, assim como da pressão do sistema. Os HETP’s calculados pela equação se ajustaram bem aos dados experimentais da literatura. Um estudo comparativo entre os modelos desenvolvidos na Universidade do Texas em Austin (ROCHA; BRAVO; FAIR, 1993, 1996) e na Universidade de Tecnologia de Delft, na Holanda (OLUJIĆ et al., 1999) foi realizado por Fair e colaboradores (2000). Misturas de ciclohexano e n-heptano foram separadas em colunas, operando a refluxo total, variando do vácuo a altas pressões, com recheios da Montz® de ângulos de 45º e 60º com a horizontal, áreas superficiais de 250 e 400 m2 /m3 , feitos de metal expandido perfurado ou shallow embossed não-perfurado. Resultados mostraram que o modelo de Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996) superestima a perda de carga e subestima a eficiência de transferência de massa. Já o modelo Delft prediz HETP’s maiores para as condições de vácuo do que para as condições atmosféricas, o que em si já contradiz tudo o que se sabe a respeito de recheios estruturados. Com relação aos ângulos de corrugação, o modelo de Rocha, Bravo e Fair (1993, 1996) se adequou melhor aos experimentos realizados com recheios de 45º e o de Delft, aos de 60º. De um modo geral, ambos os modelos calculam HETP’s próximos quando o ângulo de corrugação é mudado, evidenciando que tal parâmetro não influi muito na transferência de massa, diferentemente do observado experimentalmente. Os autores acreditam que a correta estimativa da área superficial efetiva é a chave para a confiabilidade dos modelos. Para tanto, sugeriu-se a adaptação da correlação de Onda (1968 apud FAIR et al., 2000) para recheios estruturados. Face à oportunidade proporcionada por J. Montz para testar a influência da geometria de corrugação no desempenho dos recheios BSH (metal expandido perfurado) e B1 (superfície com sulcos rasos, não-perfurada), Olujić, Seibert e Fair (2000) estudaram o efeito do ângulo de corrugação, da área superficial e do tratamento de superfície na perda de carga, na capacidade e na eficiência de transferência de massa
  • 30. 20 desses recheios, com diferentes áreas (250-400 m2 /m3 ) e ângulos (45 e 60º). A maioria dos dados de desempenho publicados, até então, eram baseados no ângulo de corrugação de 45º, em áreas de 220-250 m2 /m3 e alguns fabricantes já produziam alguns recheios de 60º, na tentativa de aumentar a capacidade dos mesmos. Experimentos conduzidos com o sistema ciclohexano-heptano, a refluxo total, foram realizados em uma coluna cuja altura de leito era de 3,3 m, onde foi objetivada a separação, com a pressão de operação variando de 0,33 a 4,14 bar. Os resultados mostraram que o aumento da pressão melhora a transferência de massa com o aumento da vazão de vapor utilizada, entretanto, esse efeito não é válido para recheios de alta área específíca, pois a eficiência destes últimos se mantém praticamente independente da vazão de vapor, até as proximidades do ponto de carga. Outra observação diz respeito ao aumento do ângulo de corrugação: há uma diminuição suave da perda de carga com o aumento da capacidade e do HETP. Constatou-se que a presença de vazios na superfície do recheio BSH aumentava sua capacidade frente ao B1, em contrapartida, este apresentou HETP’s menores que o BSH, na região de pré-carga, devido ao seu tratamento de superfície e à sua geometria. Pelkonen et al. (2001) em seu artigo disponibilizaram de informações técnicas para o projeto de colunas de destilação em escala piloto – medidores de pressão, temperatura, fluxo mássico, volumétrico, amostradores no recheio, assim como, a operação contínua dessas plantas. Os autores apresentaram também o perfil de composição na destilação de misturas como metanol/acetonitrila/água, metanol/2- propanol/água, operando a refluxo total, em colunas recheadas (Sulzer® BX, Montzpak e Rombopak) à pressão atmosférica. A contribuição do seu estudo, afirmam os autores, se situa nos perfis de composição obtidos na coluna, que podem ser usados para investigação do equilíbrio de fases e dos efeitos de transferência de massa, quando a carga é um sistema não-ideal (existência de azeotropia, por exemplo) como as testadas nesse estudo. Olujić et al. (2001) conduziram um estudo experimental sobre algumas modificações em recheios estruturados, com o propósito de aumentar a capacidade dos mesmos, sem o custo de perda na eficiência, tendo sido escolhido o recheio B1 da Montz® para alcançar tal objetivo. Os autores propuseram, como mudanças estruturais do recheio, a inserção de placas lisas entre as corrugadas, seja na parte inferior ou na superior do elemento de recheio, assim como, o aumento da relação altura/base dos canais triangulares da placa corrugada em consideração à geometria padrão do recheio
  • 31. 21 B1, com subseqüente inserção de placas lisas na parte superior do elemento de recheio. Adicionalmente, Olujić e colaboradores (2001) apresentaram um novo recheio, o Montz-Pak M, que apresenta curvaturas na parte inferior de suas placas corrugadas (minimizam a turbulência entre as fases líquida e vapor entre os elementos de recheio). Para determinar a eficiência de cada recheio, foram realizados testes a refluxo total com o sistema ciclohexano/n-heptano, à pressão atmosférica, em uma coluna com diâmetro de 0,43 m e 3,3 m de altura de leito recheado. Os testes hidráulicos foram conduzidos em uma coluna de 0,45 m de diâmetro e 2,0 m de altura de leito recheado com o sistema ar/água. Os resultados dos testes hidráulicos mostraram que houve aumento na capacidade, com a inserção das placas lisas entre as corrugadas. Entretanto, houve perda de eficiência, causados por má distribuição de líquido quando as placas estavam na parte superior do elemento e por problemas de “estrangulamento” (bottlenecking), entre as fases, líquida e vapor, na transição entre os elementos, quando as placas se encontravam na parte inferior. Já os resultados do recheio Montz-Pak M foram bem promissores, pois a capacidade aumentou em 20 %, em comparação com o recheio B1. Em relação à sua eficiência, para baixas vazões de vapor, o Montz-Pak M possui HETP’s superiores aos encontrados para mesmas condições com o recheio B1, contudo para vazões próximas ou superiores ao ponto de carregamento do último, são encontrados HETP’s similares, o que indica que o recheio Montz-Pak M seja uma boa opção para se trabalhar em altas vazões, onde os recheios com geometria padrão falham. O modelo Delft, segundo os autores, mostrou-se bem versátil, pois acompanhou todas as modificações geométricas feitas nos recheios, gerando resultados conservadores e próximos aos experimentais para cada modificação. Olujić e colaboradores (2003) descreveram um estudo experimental realizado com a nova geração dos recheios de alta capacidade da Montz® . A principal característica desses é a curvatura suave na parte inferior da corrugação com aumento do diâmetro hidráulico. Outro desenvolvimento que tem sido utilizado no projeto de recheios estruturados é a redução da espessura de suas placas. Uma coluna de 3,3 m de altura e 0,43 m de diâmetro foi utilizada, operando nos testes a refluxo total na separação de ciclohexano/n-heptano a 0,17, 0,33, 1,03 e 4,14 bar. Os resultados mostram que os recheios com placas mais finas apresentam melhor eficiência do que os de geometria padrão, operando praticamente com a mesma capacidade. Os recheios de alta capacidade se mostraram aptos a operar com altas vazões de vapor, entretanto o ganho de capacidade é acompanhado por perda de eficiência, que é mais pronunciado
  • 32. 22 no ponto de carga. Estima-se que o recheio com área superficial maior (350 m2 /m3 ) e modificados geometricamente tenham uma redução de 10-20 % na eficiência se comparados aos recheios com geometria padrão. Já em relação à capacidade, ter-se-ia um ganho de 30 %, para uma perda de carga de 3 mbar/m. Murrieta e colaboradores (2004) estudaram o esgotamento de uma corrente de água por uma corrente de ar, usando recheios do tipo Intalox, Flexipac e Sulzer® BX na coluna do grupo SRP (Separations Research Program, da Universidade do Texas, em Austin) de 0,43 m de diâmetro e 2 m de recheio. A contribuição de seu estudo reside no fato de que geralmente na destilação a resistência à transferência de massa encontra-se na fase vapor, entretanto, em sistemas com alta volatilidade, uma significativa porção da resistência global à transferência de massa se deve à fase líquida, sendo necessário estimá-la corretamente, segundo os autores. Experimentos foram conduzidos a diversas vazões de gás e de líquido, de modo a se estimar o coeficiente de transferência de massa volumétrico kLae. Foi usada a correlação proposta por Bravo, Rocha e Fair (1992 apud MURRIETA et al., 2004) para estimar a área interfacial efetiva e, assim, calcular o kL experimental e compará-lo com aquele obtido através da teoria da penetração, adaptada por Rocha, Bravo e Fair (1996). Os resultados mostram que a vazão de gás tem pouca influência sobre kL e que a teoria de penetração pode ser usada para estimar tal coeficiente, entretanto, faz-se necessário o uso de um fator de correção (CE) sugerido por Rocha, Bravo e Fair (1996), que leva em conta as mudanças nas vazões de líquido que, por sua vez, afetam os tempos de residência. Os valores de CE encontrados por Murrieta et al. (2004) variam entre 1,0 e 2,0 para os recheios estudados. Os autores assinalam, no entanto, que poucos experimentos são realizados com líquidos cujas propriedades sejam diferentes da água e que tal verificação experimental torna-se necessária, tendo em vista o modelo proposto levar em conta propriedades físicas, tais como difusividade, viscosidade, densidade e tensão superficial. Uma completa avaliação do modelo Delft foi feita por Fair e colaboradores (2000), mostrando que tal modelo superestima a área de transferência de massa em recheios estruturados. Para remediar isto, Olujić e colaboradores (2004) adaptaram a correlação de Onda (1968 apud Olujić et al., 2004) para recheios estruturados. De modo a testar a nova correlação obtida, experimentos a refluxo total com a mistura ciclohexano/n-heptano foram realizados na coluna de destilação da Universidade do Texas, com diâmetro nominal de 0,43 m, variando a pressão de 0,33 a 4,14 bar. Foram usados, como internos, os recheios B1 e o BSH da Montz® , com áreas nominais de 250
  • 33. 23 e 400 m2 /m3 e ângulos de corrugação de 45º e 60º, respectivamente. Diante dos resultados experimentais, que ainda não se adequavam aos calculados pela equação de Onda modificada, Olujić e colaboradores (2004) fizeram uma nova mudança na correlação, incorporando os efeitos da área superficial, do ângulo de corrugação e da pressão operacional. Essa nova modificação foi satisfatória, pois houve concordância entre os resultados experimentais e os de valores de HETP obtidos pelo modelo, com exceção dos estimados para o recheio B1-400.60 (400 m2 /m3 e 60º), em que o modelo falhou em predizer a eficiência, a baixas vazões de vapor a qualquer nível de pressão. Os autores atribuem essa falha à dificuldade de molhabilidade da superfície para o tipo de recheio da série B1. Tomando como base modelos e dados experimentais encontrados na literatura, Wang, Yuan e Yu (2006) propuseram um método para estimativa da área interfacial efetiva de recheios estruturados, sob pressões elevadas. O modelo desenvolvido é uma modificação da correlação de Rocha, Bravo e Fair (1996), em que foram incorporadas a razão de densidades das fases líquida e gás e a velocidade da fase gás, parâmetros influenciáveis pelo aumento da pressão operacional. Para validação do método, dados experimentais foram obtidos em uma coluna do FRI (Fractionation Research Inc.) de 1,2 m de diâmetro e 3,78 m de altura, equipada com o recheio Mellapak 250 Y, usando o sistema C4/i-C4 na faixa de 0,69-2,76 MPa. A confiabilidade da correlação obtida foi averiguada através da comparação de dados experimentais reportados na literatura, com variações nas dimensões da coluna, nos níveis de pressão e nos tipos de recheios. O modelo de Gualito et al. (1997) também foi utilizado nessa comparação, por ser considerado o melhor modelo para estimativa da área interfacial efetiva até o momento. Os resultados mostraram, no entanto, que o modelo de Wang Wang, Yuan e Yu (2006) se adequou mais aos dados experimentais do que o de Gualito e colaboradores (1997), revelando que os parâmetros incorporados à correlação de Rocha, Bravo e Fair (1996) são de extrema importância para avaliação da área efetiva de transferência de massa, nos sistemas de destilação sob altas pressões. Na última década, vários trabalhos a respeito de recheios estruturados, em colunas de destilação, vêm sendo desenvolvidos à luz dessa ferramenta poderosa que é o CFD (Fluidodinâmica Computacional), numa tentativa de se estudar a formação do filme líquido escoando em colunas de recheio para a estimativa da área efetivamente molhada, utilizada no cálculo do desempenho de colunas de destilação (MIGUEZ et al., 2007). No entanto, os efeitos do tratamento de superfície, do ângulo de corrugação dos
  • 34. 24 recheios e das propriedades físicas dos sistemas, na formação do filme líquido, ainda não foram investigados de maneira conclusiva, não apenas em termos de modelos disponíveis na literatura como nos trabalhos recentes em CFD. Além disso, tem-se investido em pesquisas com novas geometrias de recheios estruturados com objetivo de se aumentar a capacidade desses recheios, sem detrimento de sua eficiência (OLUJIĆ et al., 2003), contribuindo para uma redução dos custos operacionais, em termos de uso de combustíveis fósseis e emissões atmosféricas.
  • 35. 25 III. Materiais e Métodos III.1. Descrição da Unidade de Destilação QVF A unidade de destilação, utilizada no presente trabalho foi adquirida através de um Projeto CTPETRO, denominado OTIMDEST, que visava ao projeto e à otimização da destilação de óleos pesados para a obtenção de óleos lubrificantes básicos, pela rota de hidrorrefino. O Projeto foi concebido através de um Convênio com a FINEP, PETROBRAS e UFRJ, esta representada pela FUJB. Com a verba da FINEP, foi adquirida a coluna de destilação, de diâmetro nominal de 40 mm e 2,2 m de altura, que opera continuamente, em alto vácuo, contendo recheio estruturado da Sulzer® . A unidade apresenta grande versatilidade tanto em termos de carga, podendo ser introduzida em três lugares diferentes na coluna, como em termos de pressão operacional, variando da pressão atmosférica até o vácuo de 1 (um) mbar. A coluna possui as especificações técnicas descritas na Tabela III.1 e o seu projeto encontra-se esquematizado na Figura III.1. Tabela III.1. Especificações técnicas da unidade de destilação QVF V1, V3, V4, V5 6 litrosCapacidade Vasos V2 0,25 litros Pré-aquecedor da carga H1 500 W Refervedor H2 2400 W Potência de Aquecimento Aquecimento da coluna H7 – H16 2260 W Condensador H3 0,3 m2 Resfriador do produto de topo H4 0,3 m2 Trocadores de Calor Resfriador do produto de fundo H5 0,2 m2 Diâmetro Nominal Coluna C1, C2 40 mm, 50 mm Bombas Alimentação (Engrenagens) P1 1 – 82 ml/min Vácuo (Diafragma) P2 2,5 m3 /h
  • 36. 26 Figura III.1. Representação esquemática da unidade de destilação QVF
  • 37. 27 A coluna possui, como dispositivo de contato líquido/vapor, o recheio Sulzer DX. Esse recheio se insere na segunda geração de recheios estruturados e é feito de chapas de tecido metálico corrugado (gauze metal). Essas chapas corrugadas são montadas paralelas umas às outras, em camadas circulares de mesmo diâmetro que o casco da coluna. O líquido é distribuído no topo da coluna, formando um filme que escoa sobre a superfície do recheio, enquanto o vapor sobe pelo mesmo, de modo tortuoso, através das superfícies molhadas (Caldas e Paschoal, 1991). Esse recheio pode ser visualizado na Figura III.2 e as suas características geométricas estão descritas na Tabela III.2. Figura III.2. Recheio estruturado DX da Sulzer® Tabela III.2. Características geométricas do recheio estruturado DX da Sulzer® Altura de corrugação (h) 2,9 mm Base da corrugação (b) 6,4 mm Ângulo de corrugação 60º Área superficial específica (ap) 900 m2 /m3 Fração de vazios 93,7 % Faixa de diâmetro recomendado 30-125 mm Fonte: Comunicação via e-mail com Eng. Spiegel da Sulzer® A coluna possui como sistema operacional o programa de controle de processo WinErs. A visualização da tela principal do programa pode ser vista na Figura III.3. Através do WinErs, se pode fixar o set-point de cada variável do processo, tais como, razão de refluxo, temperatura do refervedor, temperatura e vazão da alimentação,
  • 38. 28 pressão de operação, perda de carga na coluna, temperatura do óleo térmico que condensa o vapor de topo, que vai para o condensador, e temperaturas das jaquetas de aquecimento da coluna. Foram agrupados na Tabela III.3 os pontos de controle e a posição dessas variáveis podem ser visualizadas na Figura III.1. Tabela III.3. Pontos de controle e medida da unidade de destilação QVF TAG Descrição TIC-1 Controlador da temperatura do líquido no refervedor LS-2 Controlador do nível do refervedor TI-3 a TI-6 Medidor da temperatura do vapor ao longo das seções recheadas TIC-7 Controlador da temperatura do vapor de topo KS-8 Divisor de refluxo de topo PDIC-9 Controlador da perda de carga na coluna PIC-10 Controlador da pressão no topo da unidade TIC-11 Controlador da temperatura da carga FIC-12 Medidor da vazão da carga FSA-13 Controle do medidor da vazão de alimentação TIC-14 a TIC-19 Controlador de temperatura das heating jackets TI-20 Medidor de temperatura do óleo térmico TSA-21 Limitador da temperatura do refervedor PI-22 Medidor da pressão no refervedor TIC-23 a TIC-26 Controlador de temperatura das heating jackets SQI-27 Controlador de velocidade de rotação da bomba de alimentação TIA-28 Medidor da temperatura do pré-aquecedor da carga
  • 39. 29 Figura III.3. Sistema operacional WinErs
  • 40. 30 A Figura III.4 mostra a coluna de destilação da QVF, que se encontra no LADEQ (Laboratório do Departamento de Engenharia Química) da UFRJ, onde foram realizados os testes experimentais. Atualmente, a unidade de destilação tem um sistema de exaustão muito eficiente que não está mostrado na foto. Figura III.4. Coluna de destilação – LADEQ – UFRJ III.2. Limitações da Unidade de Destilação Contínua da QVF III.2.1. Vazão de Produto de Fundo Durante o projeto e a fabricação da coluna de destilação DN40, simulações foram realizadas utilizando o software comercial PRO/II® , a fim de se determinar as condições operacionais ótimas para separar a mistura de óleos básicos lubrificantes: Neutro Médio e Bright Stock (Orlando Jr., 2005). De acordo com os resultados obtidos nessas simulações, dentre as variáveis operacionais escolhidas, tais como: razão de refluxo, temperatura de entrada da carga, vazão de produto de fundo, pressão operacional e local de entrada da carga, a variável que mais influenciava a caracterização dos produtos obtidos era a vazão de produto de fundo, entretanto, a unidade de destilação DN40 não possui sistema de medida para essa variável. Ou seja, a vazão de produto de fundo é estimada através do balanço de massa
  • 41. 31 entre a vazão da alimentação, que é medida pelo medidor do fluxo de carga, e pela vazão do produto de topo, que também pode ser medida pelo nível em um recipiente graduado e um cronômetro. Assim, uma das variáveis mais importantes de atuação direta na caracterização dos produtos obtidos, apontada pela simulação, não pode ser usada experimentalmente de modo a influenciar a qualidade do Neutro Médio obtido no topo e do Bright Stock, obtido no fundo. Sendo assim, as variáveis investigadas nos testes foram: razão de refluxo, vazão de alimentação, temperatura de alimentação, pressão operacional e localização da carga. III.2.2. Vazão de Alimentação A coluna de destilação DN40 é altamente instrumentada, sendo o sistema de alimentação constituído de uma bomba de engrenagens, um fluxômetro, um vaso de alimentação e uma válvula de alívio. Através do sistema operacional WinErs, a vazão de alimentação é fixada, a bomba de engrenagens acionada e o fluxômetro mede a vazão alimentada à coluna. A coluna de destilação possui um controlador que atua juntamente com o fluxômetro de modo a ajustar, de forma ideal, a vazão de alimentação requerida. Antes do início dos experimentos deste trabalho, o fluxômetro sofreu uma descalibração, e para não atrasar mais ainda os experimentos, optamos por acionar a bomba no modo manual. Dessa maneira, se utilizava uma curva de calibração (vazão x velocidade de rotação) para averiguar a vazão alimentada. Após o início dos experimentos, com a carga NM/BS, a bomba teve suas engrenagens danificadas por sólidos contidos nessa carga. A solução encontrada para que fosse dada continuidade aos experimentos foi o ajuste da vazão de alimentação pela válvula de alívio, sendo a carga introduzida na unidade, pelo uso do vácuo. Problemas posteriores com a válvula de alívio provocaram sua substituição por uma outra válvula micrométrica de ajuste manual e mais fácil e, assim, com a ajuda de uma balança podia-se controlar a massa de carga que entrava na coluna, calculando-se a vazão média de alimentação. III.2.3. Temperatura de Topo Após visita do engenheiro alemão Wolfgang Groeschel da QVF, em outubro de 2005, para efetuar o troubleshooting da unidade e finalmente entregá-la, após os ajustes
  • 42. 32 necessários, tais como aumento da potência do refervedor de 1,0 para 2,4 kW, observou-se em um teste com a mistura NM/BS, que a temperatura do vapor, em contato com o divisor de refluxo, excedera a 250 ºC. O manual da coluna de destilação explicitava que a temperatura no topo não poderia exceder esse valor. Mais tarde, em contato com o Eng. Gröeschel, este afirmou que essa limitação se devia ao divisor de refluxo e não pelo condensador em si, que é feito de vidro borossilicato, e que agüenta temperaturas bem superiores. Para evitar tal situação, já que o divisor de fluxo é feito de outro tipo de vidro e possui estrutura delicada, a temperatura de topo foi limitada a 250 ºC e toda vez que esse valor era ultrapassado, ocorria o desligamento automático do refervedor, de modo a diminuir a vaporização da mistura ao longo da coluna, reduzindo assim a temperatura de topo. III.2.4. Temperatura de Fundo Outra limitação da unidade de destilação, construída pela QVF, é a da temperatura do líquido no refervedor, pois o medidor de temperatura do mesmo está limitado a 350 ºC. Quando essa temperatura é excedida, ocorre o desligamento automático do refervedor. A limitação dessa temperatura se deve ao visor de vidro existente no refervedor, para facilitar a visualização do nível de líquido no mesmo. III.2.5. Amostragem do Produto de Fundo A coleta do produto de fundo se dá através de um “ladrão” que há no interior do refervedor. Desse modo, quando se inicia a operação contínua, o produto de fundo se encaminha para o seu vaso coletor como “se fosse o sobrenadante de uma caixa d’água cheia”. O problema desse sistema é que, no modo de partida da unidade, quando o material do refervedor (carga) é aquecido, para se chegar ao steady-state, há uma expansão volumétrica da carga que acaba saindo pelo ladrão e que vai sendo recolhido na linha que conecta o refervedor e o vaso coletor de produto de fundo. Esse tipo de problema demorou a ser detectado pela equipe de projeto, sendo assim, as análises de curvas de destilação revelavam uma semelhança entre o produto de fundo e a carga. Tentou-se resolver esse problema, em primeira instância, amostrando o produto de fundo diretamente do refervedor, pois se achava que, depois de finalizado o experimento, o que estava no refervedor já seria o produto de fundo. Contudo, avaliou- se que a potência do refervedor (2,4 kW) era insuficiente para transformar totalmente o conteúdo do mesmo (12 litros de mistura alimentada) em produto de fundo, pois
  • 43. 33 análises dessa amostragem ainda indicavam semelhança com a carga. Um fato interessante é que unidades contínuas de laboratório em geral não necessitam de um volume tão grande no refervedor, facilitando, por exemplo, à chegada ao regime permanente, em um período de tempo menor. No nosso caso, para se conseguir operar, levava-se 3 horas para alcançar 350 ºC no fundo e mais cerca de 2 horas para o perfil de temperatura se estabelecer na coluna a refluxo total. A solução encontrada, então, foi a idealização de uma retirada lateral no final da seção recheada. Essa modificação foi realizada em outro projeto CTPETRO denominado LUBDEST, através de um Convênio com FINEP, PETROBRAS e UFRJ, representado também pela FUJB. Essa e outras modificações feitas na unidade serão mostradas na seção III.7. III.3. Operação da Unidade de Destilação Contínua da QVF A operação contínua da unidade de destilação segue, em uma descrição bem simplificada, conforme a seqüência abaixo, independentemente da carga a ser processada: 1. Enchimento do refervedor, em aproximadamente 12 litros, fazendo-se vácuo na coluna. 2. Ligar a bomba de vácuo e fixar a pressão de operação desejada. 3. Aquecimento da mistura do refervedor – a temperatura na condição de regime permanente era definida através da simulação da operação contínua, através do software PRO II. 4. Acionar as jaquetas de aquecimento da coluna, quando fosse atingindo o ponto de bolha da mistura. 5. Ligar o banho térmico que direciona o fluido frio para o condensador quando o vapor atingir o topo da coluna, assim como, a água de resfriamento do fluido térmico (água de torneira). 6. Deixar a unidade em refluxo total até que fosse atingido o perfil de temperaturas desejado na coluna, de acordo com a simulação da corrida no regime permanente. 7. Tendo atingido o perfil de temperatura, esperar pelo menos 30 minutos, para se observar se há estabilização das temperaturas e da pressão da unidade.
  • 44. 34 8. Começar a operação contínua, fixando a razão de refluxo, a temperatura, a posição e a vazão da alimentação. 9. Medir a vazão de produto de topo, de modo a determinar, pelo balanço de massa na coluna, a vazão de produto de fundo. 10. Operar continuamente a coluna até esgotar o balão de alimentação. 11. Pesagem dos produtos obtidos para verificação do balanço de massa. III.4. Curvas de Destilação Na caracterização dos produtos gerados em cada experimento, curvas de destilação foram requeridas para o controle da destilação e garantia da pureza dos produtos obtidos. Entretanto, como as cargas usadas em cada etapa deste trabalho são diferentes, a escolha correta do método de caracterização por curva de destilação é imprescindível. Um dos métodos de caracterização mais usados na indústria do petróleo é o da destilação simulada (DS), conceito introduzido na década de 60, que passou a fornecer informações bastante confiáveis em um intervalo de tempo menor. Na DS, o principal objetivo é simular um processo de destilação, como o próprio nome sugere, através do uso da cromatografia gasosa, em que os componentes da amostra analisada eluem na coluna cromatográfica, em ordem crescente de pontos de ebulição. Assim, operado em condições apropriadas, um cromatógrafo a gás funciona como uma unidade de microdestilação altamente eficiente (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005). A tecnologia utilizada nesse processo é baseada na cromatografia gasosa, inicialmente proposta com a utilização de colunas recheadas. A partir de 1973, a ASTM passou a estabelecer metodologias padronizadas de análise por destilação simulada: D- 3710, D-2887 e D-5307, todas publicadas no “ASTM Standards on Chromatography”. Com o advento da DS, baseada em ensaios cromatográficos, os métodos de destilação convencionais passaram a ser denominados de destilação física, como uma forma de diferenciação entre os diferentes processos (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005). A análise cromatográfica por destilação simulada deve ser capaz de fornecer, como resultado final, uma curva de destilação semelhante àquela gerada pelo método convencional PEV (Ponto de Ebulição Verdadeiro), apresentada na Figura III.5. A diferença é que essa curva passa a ser obtida em um intervalo de tempo menor, e os
  • 45. 35 valores de PFE (Ponto Final de Ebulição) alcançados são bem mais altos (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005). Dentre os métodos de DS, podem-se destacar os denominados D-3710, D-5307 e D-2887, estes reconhecidos pela ASTM; o D-2887 estendido e o HT-750, não reconhecidos pela ASTM. A Tabela III.4 mostra o tipo de amostra empregada em cada método. Já a Figura III.6 apresenta, para quatro desses métodos, a abrangência com relação ao número máximo de átomos de carbono de compostos passíveis de análise. Figura III.5. Curva de destilação obtida pelo método PEV (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005) Tabela III.4. Métodos de DS e os respectivos tipos de amostra (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005) Método ASTM D-3710 ASTM D-2887 ASTM D-5307 HT-750 Amostra Gasolina Querosene Petróleo Gasóleo pesado Nafta Diesel Neutro leve Gasóleo leve Neutro médio Gasóleo pesado Neutro pesado Neutro leve Bright Stock Neutro médio Resíduos Neutro pesado A Tabela III.5 compara alguns métodos de destilação física (três primeiras linhas) com os de DS. Uma análise da referida tabela mostram que os métodos de DS
  • 46. 36 apresentam melhor reprodutibilidade e possui tempos de análise menores quando comparados aos de destilação física. A automação, assim como a menor intervenção do operador, garante aos métodos de DS as reprodutibilidades observadas. Figura III.6. Abrangência dos métodos de DS em termos do número de carbonos da amostra (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005) Tabela III.5. Comparação dos métodos de DS x métodos de destilação física (FERREIRA; AQUINO NETO, 2005) Método PFE (ºC) Tempo de Análise (h) Calibração Reprodutibilidade (ºC) D-2892 370 20 Manual 30 D-86 370 1 Manual 10 D-1160 550 3 Manual 20 D-3710 260 0,5 Automática 3 D-2887 538 0,5 Automática 2 III.5. Condições Operacionais para a Carga C10-C13 Com a finalidade de se estimar a eficiência do recheio Sulzer DX, foram idealizadas duas corridas, cada uma com sua respectiva replicata, para uma carga contendo majoritariamente decano, undecano, dodecano e tridecano. A primeira tinha como objetivo separar decano com 98 % de pureza no topo e a segunda, separar decano e undecano, com a mesma pureza no topo. As caracterizações das cargas e de todos os produtos gerados nas corridas podem ser vistas no Anexo I.
  • 47. 37 No Capítulo IV, será discutida cada uma das etapas do cálculo de número de estágios necessários, através dos métodos aproximados para destilação multicomponente e da simulação da coluna de destilação que geraram as condições operacionais, para cada corrida, e que podem ser visualizadas na Tabela III.6. Tabela III.6. Condições operacionais para carga C10-C13 Separação de 98 % de pureza de C10- no topo Pressão 800 mbar Temperatura do refervedor 201 ºC Vazão de alimentação 3 kg/h Seção de alimentação MEIO Temperatura de alimentação 25 ºC Razão de Refluxo 5 Diferencial de pressão topo/fundo 5-10 mbar Separação de 98 % de pureza de C11- no topo Pressão 800 mbar Temperatura do refervedor 213 ºC Vazão de alimentação 3 kg/h Seção de alimentação MEIO Temperatura de alimentação 25 ºC Razão de Refluxo 3 Diferencial de pressão topo/fundo 5-10 mbar III.6. Condições Operacionais para a Carga NM/BS O procedimento para processar a mistura NM/BS foi bem diferente daquele utilizado com a carga C10-C13, pois alguns parâmetros já haviam sido definidos anteriormente por Orlando Jr. (2005), como por exemplo, a pressão operacional, que fora definida em 10 mbar. O trabalho de simulação, na presente tese, para a carga NM/BS foi um aprimoramento das simulações realizadas no decorrer do projeto OTIMDEST, pois, nessa época, não se tinha conhecimento de algumas limitações da
  • 48. 38 coluna. A Tabela III.7 mostra o planejamento experimental proposto, antes da montagem da coluna, e a Tabela III.8 mostra o planejamento posterior, executado nesta tese. Os dados de entrada das simulações para o novo planejamento serão apresentados no capítulo IV. A investigação da influência de alguns parâmetros operacionais nas composições de topo e de fundo para a carga NM/BS foi estudada por Orlando Jr. (2005), idealizando a Tabela III.7. Os resultados do trabalho podem ser vistos nas Figuras III.7 a III.14, seguintes, onde cada condição operacional simulada é representada pelos pontos e as linhas contínuas, as curvas de destilação HT-750 do Neutro Médio e do Bright Stock, obtidas experimentalmente pelo Laboratório de Avaliação de Petróleos no CENPES /PETROBRAS: • A influência da pressão de operação pode ser vista nas Figuras III.7 e III.8. Foram estudados três níveis de pressão: 10, 15 e 20 mm Hg, os quais mostraram que a composição de topo e de fundo era a mesma para tais níveis, pois os pontos da curvas ASTM D-2887 são coincidentes. Tal indicação revela que esses incrementos de pressão não afetam a composição dos produtos de topo e de fundo, quando se processa tal carga. • Nas Figuras III.9 e III.10, a temperatura de alimentação da carga é a variável a ser otimizada. Entretanto, assim como foi com a pressão, as curvas ASTM D-2887 geradas para a temperatura de 275 º e 300 ºC são iguais, revelando que essa variável também não possui grande influência nas composições de topo e de fundo. • A influência da vazão de produto de fundo pode ser vista nas Figuras III.11 e III.12, onde a vazão de 0,6 l/h gera resultados mais próximos das curvas de destilação simulada do BS e do NM. Quando a vazão utilizada na simulação é 0,7 l/h, os resultados de destilação simulada apresentam desvios maiores que quando a vazão é 0,6 l/h. Ao contrário das outras variáveis operacionais citadas, diferentes vazões de produto de fundo produzem composições de topo e de fundo diferentes. • A influência da razão de refluxo pode ser analisada nas Figuras III.13 e III.14, em que as razões de refluxo de 0,5 e 1 só geram diferenças na composição de topo com 90 % de massa vaporizada, sendo a razão de 0,5 a que possui menor desvio em relação à curva do NM. Com relação ao BS, as curvas geradas com razão de refluxo 0,5 e 1 são coincidentes.
  • 49. 39 De uma forma geral, pode-se dizer que a única variável operacional estudada que tenha causado mudanças nas composições de topo e fundo quando alterada é a vazão de produto de fundo. Por essa razão, o planejamento da Tabela III.7 incluiu a vazão de produto de fundo como variável de estudo. Tabela III.7. Planejamento experimental proposto antes da montagem da coluna C aso P (m m H g) T F (ºC ) B (l/h) R R 1 0,5 2 0,6 1 3 0,5 4 275 0,7 1 5 0,5 6 0,6 1 7 0,5 8 10 300 0,7 1 9 0,5 10 0,6 1 11 0,5 12 275 0,7 1 13 0,5 14 0,6 1 15 0,5 16 15 300 0,7 1 17 0,5 18 0,6 1 19 0,5 20 275 0,7 1 21 0,5 22 0,6 1 23 0,5 24 20 300 0,7 1
  • 50. 40 300 350 400 450 500 550 600 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 5 (10 mm Hg) caso 13 (15 mmHg) caso 21 (20 mmHg) NM Figura III.7. Influência da pressão de operação na composição de topo 400 450 500 550 600 650 700 750 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 5 (10 mm Hg) caso 13 (15 mmHg) caso 21 (20 mmHg) BS Figura III.8. Influência da pressão de operação na composição no fundo
  • 51. 41 300 350 400 450 500 550 600 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 1 (275 ºC) caso 5 (300 ºC) NM Figura III.9. Influência da temperatura de alimentação na composição de topo 400 450 500 550 600 650 700 750 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 1 (275 ºC) caso 5 (300 ºC) BS Figura III.10. Influência da temperatura de alimentação na composição de fundo
  • 52. 42 300 350 400 450 500 550 600 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 5 (0,6 l/h) caso 7 (0,7 l/h) NM Figura III.11. Influência da vazão de produto de fundo na composição de topo 400 450 500 550 600 650 700 750 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 5 (0,6 l/h) caso 7 (0,7 l/h) BS Figura III.12. Influência da vazão de produto de fundo na composição de fundo
  • 53. 43 300 350 400 450 500 550 600 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 7 (RR = 0,5) caso 8 (RR = 1) NM Figura III.13. Influência da razão de refluxo na composição de topo 400 450 500 550 600 650 700 750 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 % massa Temperatura(ºC) caso 7 (RR = 0,5) caso 8 (RR = 1) BS Figura III.14. Influência da razão de refluxo na composição de fundo
  • 54. 44 Como foi explicitado na seção III.2.1, a vazão de produto de fundo não podia ser medida, quando da montagem da coluna, assim, uma nova programação (Tabela III.8) de experimentos foi organizada de modo a constatar se realmente as outras variáveis operacionais apresentavam ou não alguma influência sobre a caracterização dos produtos de topo e fundo. A perda de carga adotada para os experimentos foi de 5 mbar. Tabela III.8. Nova programação da unidade para os testes com a mistura NM/BS Pressão = 10 mbar - Temp. Refervedor = 350 ºC - F = 1 kg/h Corrida RR Alimentação Temp. Carga (ºC) 1 1 Topo 2 2 Topo 3 1 Meio 230 ºC Pressão = 10 mbar - Temp. Refervedor = 350 ºC - F = 1 kg/h Corrida RR Alimentação Temp. Carga (ºC) 4 1 5 2 6 3 Topo 270 7 1 8 2 9 3 Meio 280 10 1 11 2 12 3 Fundo 290 Pressão = 1 mbar - Temp. Refervedor = 350 ºC - F = 1 kg/h Corrida RR Alimentação Temp. Carga (ºC) 13 1 14 2 Meio 280 Pressão = 10 mbar - Temp. Refervedor = 350 ºC - F = 2 kg/h Corrida RR Alimentação Temp. Carga (ºC) 15 1 Meio 280 ºC Pressão = 10 mbar - Temp. Refervedor = 350 ºC - F = 0,5 kg/h Corrida RR Alimentação Temp. Carga (ºC) 16 1 Meio 280 ºC
  • 55. 45 III.7. Modificação da Unidade QVF Para sanar o problema de amostragem de produto de fundo da coluna QVF, explicitado na seção III.2.5, foi montada uma retirada lateral no fundo da última seção recheada. O custo dessa operação foi a remoção de 4 elementos de recheio, ou seja, 0,22 m de altura, significando uma perda de estágios teóricos. A Figura III.15 mostra a coluna antes da colocação das retiradas laterais, onde o vaso A assinalado pode conter, quando em operação, os superleves não-condensáveis e já o vaso B, recolhe o produto de topo. Na Figura III.16, os vasos A e B possuem a mesma função daquela antes da modificação da unidade. Enquanto os vasos C e D, adicionados na modificação, possuem a função de recolher o produto da retirada lateral de topo (vaso C) e o produto de fundo, não mais retirado do refervedor, mas do fundo da coluna. Para verificar a influência nos resultados da nova retirada de produto de fundo, foram reproduzidos os experimentos da Tabela III.6 com a carga C10-C13. Tais experimentos foram comparados com aqueles obtidos antes da modificação, para avaliar se houve perda de eficiência, em termos de composição do produto de topo e de fundo. As vantagens da colocação da nova retirada de produto de fundo no processamento da carga NM/BS não puderam ser verificadas no presente trabalho, pois a coluna está, no momento, em fase final de instalação das modificações quanto a troca de sensores de pressão e do material do divisor de refluxo, que antes era de vidro e agora passa a ser de aço inoxidável. A influência da colocação da retirada lateral, no topo da coluna, na composição dos produtos obtidos a partir da carga NM/BS também não será avaliada neste trabalho.
  • 56. 46 Figura III.15. Unidade QVF antes da modificação Figura III.16. Unidade QVF após modificação B A A B D C
  • 57. 47 III.8. Caracterização dos Produtos Diante do que foi explicado sobre curvas de destilação na seção anterior, a Tabela III.9 mostra as análises escolhidas para a caracterização de cada carga, assim como, as metodologias empregadas. Todas as análises feitas foram realizadas no Laboratório de Avaliação de Petróleos no CENPES/PETROBRAS. Na caracterização da amostra C10-C13, foram requisitadas análises de cromatografia gasosa para identificação do percentual de cada n-parafina contida na amostra de modo a determinar a eficiência de separação da coluna. Tabela III.9. Análises requeridas na caracterização dos produtos Amostra Análise Método C10-C13 Densidade ISO 12185 Viscosidade ASTM D-445 Curva de destilação física ASTM D-86 Cromatografia gasosa Metodologia Petrobras NM/BS Densidade ISO 12185 Viscosidade ASTM D-445 Curva de destilação simulada HT-750 (Metodologia Petrobras)

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