UNIVERSIDADE FEDERAL DA BAHIA
ESCOLA POLITÉCNICA
DEPTº DE ENGENHARIA AMBIENTAL - DEA
MESTRADO PROFISSIONAL EM
GERENCIAMENTO E TECNOLOGIAS
AMBIENTAIS NO PROCESSO PRODUTIVO
OSMAR CARVALHO SERRA
IDENTIFICAÇÃO DE OPORTUNIDADES PARA
REDUÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA E ENERGIA EM
UM SISTEMA DE GERAÇÃO E DISTRIBUIÇÃO DE
VAPOR
SALVADOR
2006
OSMAR CARVALHO SERRA
IDENTIFICAÇÃO DE OPORTUNIDADES PARA
REDUÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA E
ENERGIA EM UM SISTEMA DE GERAÇÃO E
DISTRIBUIÇÂO DE VAPOR
Dissertação apresentada ao curso de
Mestrado Profissional em Gerenciamento e
Tecnologias
Ambientais
no
Processo
Produtivo, Escola Politécnica, Universidade
Federal da Bahia, como requisito parcial para
obtenção do grau de Mestre.
Orientador: Prof. Dr. Ricardo de Araújo Kalid.
Salvador – BA
2006
S4871i Serra, Osmar Carvalho
Identificação de oportunidades para redução das perdas de
água e energia em um sistema de geração e distribuição de vapor. /
Osmar Carvalho Serra. – Salvador, 2006.
204 p.; il., color.
Orientador: Prof. Dr. Ricardo de Araújo Kalid
Dissertação (Mestrado em Gerenciamento e Tecnologias
Ambientais no Processo Produtivo. Ênfase em Produção Limpa) –
Departamento de Engenharia Ambiental, Universidade Federal da
Bahia, 2006.
1. Vapor d’água 2. Termoeletricidade – Aspectos Ambientais
3. Indústria Petroquímica – Aspectos ambientais I. Braskem II. Pólo
Petroquímico de Camaçari III. Universidade Federal da Bahia.
Escola Politécnica. IV. Kalid, Ricardo de Araújo. V. Título.
CDD: 621.1
Dedico este trabalho a meu pai, Manoel, (in memoriam) quem, apesar de
nunca ter freqüentado uma escola, soube ter a visão do valor da
educação como meio de libertação do ser e de fortalecimento da
cidadania.
Um dia teve o sonho de oferecer a mim e a meus irmãos a oportunidade
de estudar. Não mediu esforços para transformar o sonho em realidade.
Agradeço profundamente por ter me incluído no seu sonho, pela
dedicação irrestrita e por ter sido o meu maior mestre.
Embora ninguém possa voltar atrás e fazer um
novo começo, se pode mudar o começo agora e
fazer um novo fim.
Francisco Cândido Xavier
AGRADECIMENTOS
À empresa Braskem, em especial ao Líder da Industrial Energia e Serviços
Essenciais, Hélcio Deni Colodete, pelo apoio e investimento na minha qualificação
profissional, além do reconhecimento, incentivo e confiança no meu trabalho.
Ao meu orientador, Prof. Dr. Ricardo de Araújo Kalid, pelo incentivo e pelas
contribuições no aprimoramento deste trabalho.
A minha esposa, Penha, e minha filha, Patrícia, pelo apoio e incentivo e por terem
me ajudado a encontrar tempo para desenvolver as atividades demandadas para a
conclusão desse trabalho, tendo paciência e abrindo mão das horas de lazer.
À minha mãe, Josenita, por ter sido a minha primeira professora e pelo incentivo na
busca do crescimento através da educação.
Aos colegas da Braskem pela presteza com que forneceram dados e informações
relevantes para a elaboração desta dissertação.
Aos colegas da NALCO, Joilton e Romilson, pelo fornecimento de dados sobre o
controle químico dos sistemas de geração de vapor, bem como pela indicação de
importantes artigos sobre o tema desta dissertação.
Aos professores do curso de Mestrado, pelo empenho em passar os melhores
ensinamentos.
Ao núcleo de Pós-Graduação em Tecnologias Limpas (TECLIM) da UFBA, pelo
apoio, infra-estrutura, qualificação e simpatia dos seus professores e funcionários.
Às bibliotecárias, Linda, do TECLIM, Carla e Geane, da Braskem, por terem me
ajudado a encontrar referências bibliográficas fundamentais para a elaboração desta
dissertação.
Muito obrigado a todos por possibilitarem essa experiência enriquecedora e
gratificante, da maior importância para o meu crescimento como ser humano e
profissional.
Acima de tudo, agradeço a Deus, inesgotável fonte de inspiração e poder, por ter me
iluminado e me dado forças para superar todas as dificuldades.
RESUMO
Esta dissertação consiste num estudo de caso do sistema de geração e distribuição
de vapor que serve a um grande pólo petroquímico, localizado no município de
Camaçari, região metropolitana de Salvador, na Bahia. Este sistema de vapor é
parte de uma termelétrica de co-geração, a qual produz energia elétrica e vapor e é
integrada com muitas indústrias petroquímicas nesse complexo industrial.
A
pesquisa buscou alcançar três objetivos: O primeiro foi quantificar as perdas de água
e energia no sistema de geração e distribuição de vapor. O segundo foi caracterizar
as perdas, identificando os principais pontos onde estas ocorrem. O terceiro foi
mostrar a viabilidade da implantação de melhorias nesse sistema, através da
apuração de ganhos econômicos e ambientais obtidos com dois trabalhos já
realizados. A base de dados para o desenvolvimento da pesquisa compreendeu
registros de processo, dados de faturamento, dados de análises de laboratório e de
analisadores em linha, abrangendo o período de 2002 a 2004. Usando-se princípios
consagrados das leis de conservação de massa e energia, o tratamento desses
dados mostrou que as perdas de água e energia no sistema de vapor são
expressivas e que os ganhos ambientais e econômicos que poderão ser obtidos com
ações de melhoria são bastante atrativos. À luz desses resultados, recomendou-se a
realização de estudos futuros para aprofundar o conhecimento sobre esse sistema,
focando-se principalmente nos pontos onde as perdas são mais significativas.
Palavras chave: Sistema de vapor; Geração e distribuição de vapor; Sistema de
distribuição de vapor; Co-geração de energia elétrica e vapor; Perda de água; Perda
de energia; Balanço de água; Efeito ambiental; Ganho econômico; Braskem;
Indústria petroquímica; Pólo petroquímico de Camaçari-BA.
ABSTRACT
This dissertation is a case study focused on the steam system that serves to a great
petrochemical complex, located in the municipal district of Camaçari, in the Salvador
Metropolitan Area, State of Bahia. This steam system is part of a cogeneration power
plant that produces electricity and steam, being integrated with many petrochemical
industries in this industrial complex. This study was intended to achieve three goals:
The first goal was to quantify losses of water and energy in the generation steam
system and in the steam distribution system. The second goal was to characterize
these losses, identifying the main points where they happen. The last one was to
evaluate the feasibility of improvements in that system, through the measurement of
environmental and economic results obtained with two improvements already
accomplished. The information to support this study comprised data of process,
sales, laboratory analyses, on line analyzer, etc., embracing the period from 2002 to
2004. Applying the principles concerned with mass and energy conservation, the
analysis of these data showed that the losses of water and energy in the steam
system are significant and that the environmental and economic results that can be
obtained with improvements are very attractive. Based on these results, it was
recommended the accomplishment of future studies to increase the knowledge of this
system, giving focus mainly in the points where the losses were more significant.
Key words: Steam System; Generation and Distribution of Steam; Steam
Distribution System; Cogeneration of Electricity and Steam; Loss of Water; Loss of
Energy; Balance of Water; Environmental Effect; Economic Result; Braskem;
Petrochemical Industries; Petrochemical pole; Camaçari-BA.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Representação esquemática do Pólo Petroquímico de Camaçari,
mostrando as centrais de produção de matérias-primas e de
utilidades da UNIB e as empresas de segunda ação .................
33
Figura 2.1 – Ciclo de Rankine com superaquecimento do vapor .....................
43
Figura 2.2 – Representação esquemática de uma planta com ciclo de
co-geração de energia elétrica e vapor ......................................
45
Figura 2.3 – Ilustração de um sistema de geração de vapor ...........................
49
Figura 2.4 – Concentração máxima de sílica na água do tubulão da caldeira
para que o limite de 20 ppb no vapor não seja ultrapassado .....
53
Figura 2.5 – Estimativa da perda de vapor por vazamento em purgadores ....
64
Figura 2.6 – Aplicação da lei de conservação da matéria em um volume de
controle genérico ........................................................................
65
Figura 3.1 – Volume de controle do subsistema 1 (caldeiras) .........................
73
Figura 3.2 – Volume de controle do subsistema 2 (Fornos de pirólise de
Olefinas 1 e fornos de processo de Aromáticos 1) ....................
74
Figura 3.3 – Volume de controle do subsistema 3 (Fornos de pirólise de
Olefinas 2) ...................................................................................
Figura 4.1 – Volume de controle para o balanço de água em uma caldeira ......
74
99
Figura 4.2 – Volume de controle para o balanço de água no vaso separador
de vapor em um forno de pirólise ou de processo ......................
103
Figura 4.3 – Evolução da purga percentual dos fornos de pirólise do
subsistema 2 ................................................................................
105
Figura 4.4 – Vasos de “flash” da purga dos fornos de pirólise do subsistema
2 ...................................................................................................
106
Figura 4.5 – Vaso de “flash” atmosférico com condensador de vapor .............
113
Figura 4.6 – Controle de pressão dos coletores de .........................................
125
Figura 4.7 – Saídas efetivas de água do ciclo de geração de vapor através
dos sistemas de purga .................................................................
131
Figura 5.1 – Condutividade da água das caldeiras no período anterior a
sistemática de acompanhamento e monitoração da purga .........
141
Figura 5.2 – Concentração de sílica na água das caldeiras .............................
142
Figura 5.3 – Concentração de sílica no vapor produzido pelas caldeiras .......
142
Figura 5.4 – Purga das caldeiras no período anterior a implantação da
sistemática para minimização das perdas ...................................
144
Figura 5.5 – Purga das caldeiras após a implantação da sistemática para
minimização das perdas .............................................................
144
Figura 5.6 – Histogramas dos dados referentes à purga das caldeiras ...........
145
Figura 5.7 – Condutividade da água das caldeiras após a implantação da
sistemática de acompanhamento para redução da purga .........
146
Figura 5.8 – Histogramas dos dados referentes à condutividade da água das
caldeiras ......................................................................................
147
Figura 5.9 – Vazão de vapor para atmosfera pelo sistema de controle de
pressão do coletor de 4,6 bar, antes das medidas para reduzir
perdas .........................................................................................
153
Figura 5.10 – Vazão de vapor para atmosfera pelo sistema de controle de
pressão do coletor de 4,6 bar após as medidas para reduzir
perdas .........................................................................................
155
Figura 5.11 – Distribuição de freqüências das vazões de vapor de 4,6 bar para
atmosfera antes da implantação das melhorias para redução
das perdas ...................................................................................
156
Figura 5.12 – Distribuição de freqüências das vazões de vapor de 4,6 bar para
atmosfera após a implantação das melhorias para redução
das perdas ...................................................................................
157
Figura A.1 – Representação esquemática do pólo petroquímico de Camaçari,
mostrando as unidades de produção de matérias primas e
utilidades da UNIB e as empresas de segunda geração .............
173
Figura A.2 – Representação esquemática do processo na UTA ....................
175
Figura A.3 – Representação esquemática do sistema de geração de vapor
e energia elétrica na UTE ...........................................................
177
Figura A.4 – Visão geral de uma caldeira de queima frontal ...........................
178
Figura A.5 – Ilustração dos processos típicos das plantas de Olefinas ..........
181
Figura A.6 – Representação esquemática do sistema de vapor da UNIB,
mostrando as fontes geradoras e os principais grupos
homogêneos de consumo ...........................................................
201
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Produtos químicos e petroquímicos cujos processos
apresentam os maiores consumos específicos de vapor ............
41
Tabela 3.1 – Caracterização dos coletores de vapor ......................................
75
Tabela 3.2 – Entradas de energia no sistema de distribuição através do
vapor proveniente das fontes primárias de geração ...................
86
Tabela 4.1 – Balanço de água no subsistema 1 de geração de vapor
(Caldeiras da UTE) .....................................................................
93
Tabela 4.2 – Balanço de água no subsistema 2 de geração de vapor
(Fornos de Olefinas 1 e Aromáticos 1) .......................................
94
Tabela 4.3 – Balanço de água no subsistema 3 de geração de vapor
(Fornos de Olefinas 2) ................................................................
95
Tabela 4.4 – Balanço de água no sistema de geração de vapor da UNIB .....
96
Tabela 4.5 – Variação das purgas médias mensais das caldeiras no período
2002 a 2004 ................................................................................
101
Tabela 4.6 – Perda de energia associada com a perda de água pela purga
das caldeiras ...............................................................................
102
Tabela 4.7 – Variação das purgas médias mensais dos fornos de pirólise
do subsistema 2 no período 2002 a 2004 ...................................
104
Tabela 4.8 – Flash da purga dos fornos de pirólise do subsistema 2 .............
107
Tabela 4.9 – Perda de energia associada com a perda efetiva de água pela
purga dos fornos de pirólise do subsistema 2 ............................
107
Tabela 4.10 – Variação das purgas médias mensais dos fornos de processo
da planta de Aromáticos 1 no período 2002 a 2004 ...................
108
Tabela 4.11 – Perda de energia associada com as perdas de água pela purga
dos fornos de processo da planta de Aromáticos 1 .....................
109
Tabela 4.12– Variação das purgas médias mensais dos fornos de pirólise do
subsistema 3 no período 2002 a 2004 .........................................
110
Tabela 4.13 – ”flash” da purga dos fornos de pirólise do subsistema 3 ............
111
Tabela 4.14 – Perda de energia associada com a perda efetiva de água
pela purga dos fornos de pirólise do subsistema 3 ....................
111
Tabela 4.15 – Perdas de água e energia pelo alívio dos desaeradores ...........
112
Tabela 4.16 – Perdas de água e energia pelo alívio dos vasos de “flash”
de condensado ............................................................................
114
Tabela 4.17 – Perda de energia por convecção e radiação nas tubulações
de distribuição de vapor ..............................................................
117
Tabela 4.18 – Perda de vapor por vazamento nos pontos de drenagem de
condensado ................................................................................
119
Tabela 4.19 – Saídas de água do ciclo de geração durante o uso do vapor
em processos dentro da UNIB ....................................................
123
Tabela 4.20 – Perdas de vapor lançado na atmosfera pelo sistema de controle
de pressão do coletor de 4,6 bar ................................................
126
Tabela 4.21 – Perdas de energia associadas com o vapor lançado na atmosfera
pelo sistema de controle de pressão do coletor de 4,6 bar ........
127
Tabela 4.22 – Suprimento de vapor feito pela UNIB às empresas do
Pólo Petroquímico .......................................................................
128
Tabela 4.23 – Comparação entre a reposição de água desmineralizada no
sistema de vapor e o somatório das saídas de água desse
sistema sem considerar os vazamentos pelos elementos
da tubulação ...............................................................................
129
Figura 4.24 – Distribuição das formas de saída de água em cada fase do
ciclo de geração, distribuição e uso do vapor .............................
130
Tabela 4.25 – Relevância das oportunidades para redução das perdas de água
e energia no sistema de vapor com base nos dados de 2004 ....
135
Tabela 5.1 – Parâmetros químicos da água de caldeira ..................................
140
Tabela 5.2 – Teste-Z: duas amostras para médias (purga das caldeiras) .......
146
Tabela 5.3 – Teste-Z: duas amostras para médias (condutividade da água
das caldeiras) ...............................................................................
148
Tabela 5.4 – Ganhos com a redução da purga das caldeiras ...........................
149
Tabela 5.5 – Balanço de massa no coletor de vapor de 4,6 bar ......................
151
Tabela 5.6 – Ganhos com a redução da perda de vapor de 4,6 bar para
atmosfera pelo sistema de controle de pressão .........................
159
Tabela 5.7 – Ganhos ambientais e econômicos obtidos com os trabalhos
realizados para reduzir perdas no sistema de vapor ...................
161
Tabela A.1 – Níveis de pressão do sistema de vapor ......................................
177
Figura A.2 – Distribuição das turbinas na CEMAP de acordo com a pressão
do vapor de alimentação ............................................................
197
Tabela A.3 – Distribuição dos trocadores de calor na UNIB que usam vapor
como fonte de calor ...................................................................
197
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
AAC
Água de Alimentação das Caldeiras
AGR
Água de resfriamento
ARRC
Água para recuperação e rejeição de calor
BTX
Mistura de benzeno, tolueno e xilenos
CEMAP
Central de matérias primas
CHESF
Companhia Hidroelétrica do São Francisco
COPENE
Companhia Petroquímica do Nordeste
CPD
Ciclopentadieno
DCPD
Di-ciclopentadieno
DMF
Dimetil-formamida
GLP
Gás liquefeito de petróleo
MTBE
metil-terc-butil-éter
ORC
Óleo para recuperação de calor
PC
Controlador de pressão
UFBA
Universidade Federal da Bahia
UNIB
Unidade de Insumos Básicos da Braskem
UTA
Unidade de tratamento de água
UTE
Unidade termelétrica
NOMENCLATURA
AD2
Vazão de água desaerada que sai do desaerador do subsistema 2,
[kg/h]
AD3
Vazão de água desaerada que sai do desaerador do subsistema 3,
[kg/h]
AGD
Vazão de água desmineralizada proveniente da UTA, [kg/h]
AGD2
Vazão de água desmineralizada para desaerador do subsistema 2,
[kg/h]
AGD3
Vazão de água desmineralizada para desaerador do subsistema 3,
[kg/h]
c
Calor específico do material da tubulação, [kJ/kg oC]
CAGD
Custo da água desmineralizada, [R$/t]
COCA1
Custo do óleo combustível OCA1, [R$/t]
COND
Vazão de condensado proveniente dos preaquecedores de água das
caldeiras, [kg/h]
COND2
Vazão de condensado para o desaerador do subsistema 2, proveniente
de trocadores de calor do processo que usam vapor, [kg/h]
COND3
Vazão de condensado para o desaerador do subsistema 3, proveniente
de trocadores de calor do processo que usam vapor, [kg/h]
COP
Custo das perdas associadas com a oportunidade de melhoria,
[Mil R$/ano]
cp
Calor específico à pressão constante, [kJ/kg K]
CPAGD
Custo da reposição de água desmineralizada para compensar a perda
de massa, [Mil R$/ano]
CPE
Custo da perda de energia, [Mil R$/ano]
De
Diâmetro externo do tubo com isolamento térmico, [m]
ECO2
Vazão da emissão equivalente de CO2 associada com cada
oportunidade de melhoria, [t/ano]
Ep
Perda de energia pela purga em cada vaso separador de vapor, [kJ/h]
EX
Vazão de vapor de exausto proveniente das turbinas da UTE, [kg/h]
Exent
Exergia total de uma corrente na entrada do volume de controle
Exsaída
Exergia total de uma corrente na saída do volume de controle
ExQ
Exergia referente ao calor reversível absorvido em um volume de
controle
fC
Fração mássica de carbono no combustível OCA1, [kg/kg]
g
Aceleração da gravidade, [9,8 m/s2]
h0
Entalpia na condição ambiente de referência ou entalpia da água a 25
o
C e 1 atm, [kJ/kg].
hAD
Entalpia da água saturada na pressão do desaerador, [kJ/kg]
hAD2
Entalpia da água saturada na pressão do desaerador do subsistema 2,
[kJ/kg]
hAD3
Entalpia da água saturada na pressão do desaerador do subsistema 3,
[kJ/kg]
hCONDT
Entalpia do condensado proveniente de trocadores de calor que usam
vapor no processo, [kJ/kg]
hc
Coeficiente de transferência de calor por convecção, [W/m2 K]
hCOND
Entalpia do condensado proveniente dos preaquecedores de água das
caldeiras ou na entrada dos vasos de “flash”, [kJ/kg]
hEX
Entalpia do vapor de exausto proveniente das turbinas da UTE, [kJ/kg]
hL
Entalpia do líquido saturado na pressão do vaso de “flash”, [kJ/kg]
hLsat
Entalpia da água saturada na pressão do tubulão, [kJ/kg]
hV
Entalpia do vapor saturado na pressão do vaso de “flash” ou nas
condições operacionais do coletor de vapor, [kJ/kg].
hV4,6
Entalpia do vapor de 4,6 bar superaquecido a 180 oC, [kJ/kg].
h1
Entalpia na pressão e temperatura de entrada do volume de controle
h2
Entalpia na pressão e temperatura de saída do volume de controle
I
Irreversibilidades de um processo
k
Condutividade térmica de um fluido, [W/m K]
ma
Vazão de água de alimentação da caldeira, [kg/h]
mc
Vazão de condensado na entrada do vaso de “flash”, [kg/h].
Mentrada
Fluxo de massa de entrada em um volume de controle
Mestoque
Massa que fica acumulada em num volume de controle
mL
Vazão de líquido saturado gerado no “flash”, [kg/h]
mp
Vazão de purga da caldeira, [kg/h]
Msaída
Fluxo de massa de saída em um volume de controle
MT
Massa da tubulação por unidade de comprimento, [kg/m]
mv
Vazão de vapor produzido na caldeira ou vazão de vapor saturado
gerado no “flash”, [kg/h]
m1
Vazão da corrente na entrada no volume de controle
m2
Vazão da corrente na saída no volume de controle
Nu
Número de Nusselt
PA
Perda de água associada com cada oportunidade de melhoria, [t/ano]
PA-1
Vazão de purga dos tubulões dos fornos de Aromáticos 1, [kg/h]
PCP
Vazão da perda de condensado nos purgadores, [kg/h]
PCI
Poder calorífico inferior de um combustível, [kJ/kg].
PCIOCA1
Poder calorífico inferior do óleo combustível OCA1, [kJ/kg]
PE
Perda de energia associada com cada oportunidade de melhoria,
[GJ/ano]
PMC
Massa atômica do carbono, [g/g-mol
PMCO2
Massa molecular do CO2, [g/g-mol]
POF-1
Vazão de purga dos tubulões dos fornos de Olefinas 1, [kg/h]
POF-2
Vazão de purga dos tubulões dos fornos de Olefinas 2, [kg/h]
PP
Percentual de perda da água que alimenta o sistema de vapor, [%]
Pr
Número de Prandtl
P0
Pressão atmosférica, 1 atm.
P1
Pressão na qual ocorre a geração de vapor no ciclo de Rankine.
P2
Pressão na qual ocorre a condensação do vapor no ciclo de Rankine
Q
Calor ou perda de calor para o meio ambiente, [W/m]
Qa
Calor necessária para fazer o aquecimento da tubulação, [kJ/m]
Qc
Calor cedido pelo vapor no condensador no ciclo de Rankine; perda de
calor por convecção, [W/m].
QH
Calor absorvido pela água na caldeira no ciclo de Rankine.
Qr
Perda de calor por radiação, [W/m].
Qrev
Calor reversível fornecido ao volume de controle.
Qt
Perda total de calor para o ambiente por convecção e radiação, [kJ/h].
QT
Calor total fornecido a um sistema.
RaD
Número de Rayleigh referente ao diâmetro externo do isolamento
térmico.
RC
Índice de reciclo de condensado e de vapor de baixa pressão, [%].
Rcond
Vazão de retorno de condensado, [kg/h]
RN
Índice de renovação de água no sistema de geração de vapor, [%]
S
Entropia
s1
Entropia de uma corrente na pressão e temperatura definidas pelo
estado inicial 1 ou na entrada de um volume de controle
s2
Entropia de uma corrente na pressão e temperatura definidas pelo
estado final 2 ou na saída de um volume de controle
T
Temperatura
Ta
Temperatura ambiente, [K]
TC
Temperatura na qual ocorre a condensação do vapor no ciclo de
Rankine.
TH
Temperatura na qual ocorre a vaporização da água no ciclo de Rankine
Tr
Temperatura na qual ocorre a transferência de calor reversível
Ts
Temperatura da superfície externa, [K]
Tv
Temperatura normal de operação do vapor, [K]
T0
Temperatura ambiente de referência, 298 K
T1
Temperatura na condição 1, [K]
T2
Temperatura na condição 2, [K]
V
Velocidade relativa ao meio ambiente de referência
VB
Vazão de vapor de baixa pressão utilizado nos desaeradores, [kg/h]
V4,6
Vazão de vapor de 4,6 bar para os desaeradores, [kg/h]
V16 A-1
Vazão de vapor de 16 bar gerado nos fornos de Aromáticos 1, [kg/h]
V124
Vazão de vapor de 124 bar gerado nas caldeiras, [kg/h]
V124 OF-1
Vazão de vapor de 124 bar gerado nos fornos de Olefinas 1, [kg/h]
V124 OF-2
Vazão de vapor de 124 bar gerado nos fornos de Olefinas 2, [kg/h]
W
Trabalho útil produzido
x
Fração da área da tubulação para cada coletor de vapor
Xa
Concentração da espécie química chave na água de alimentação da
caldeira
Xp
Concentração da espécie química chave na água de purga da caldeira
Xv
Concentração da espécie química chave no vapor saturado que sai da
caldeira
z
Distância do centro de gravidade do sistema a um ponto de referência
horizontal
SÍMBOLOS
α
Significância; Difusividade térmica, [m2/s]
β
Coeficiente de expansão térmica, [k-1]
Δ
Variação entre duas condições diferentes
ε
Emissividade do material da superfície; exergia específica de uma
corrente
εc
Εxergia cinética específica de uma corrente
εf
Εxergia física específica de uma corrente
εp
Εxergia potencial específica de uma corrente
εq
Εxergia química específica de uma corrente
η
Eficiência energética na geração de vapor, [%]
ηenerg
Eficiência energética de um sistema
ηexerg
Eficiência exergética convencional ou grau de perfeição termodinâmica
μ
Viscosidade, [kg/s m]
μX
Média da variável X que segue uma distribuição Log-normal
μY
Média da variável Y, sendo que Y = Ln(X).
Φ
Razão entre a exergia química de um combustível e o seu poder
calorífico inferior
ν
Viscosidade cinemática, [m2/s]
π
Constante de proporcionalidade entre o comprimento de uma
circunferência e o seu raio
σ
Constante de Stefan – Boltzmann, [5,670 x 10-8 W/m2 K4]
σ2 Y
Variância da variável Y.
SUMÁRIO
1.
INTRODUÇÃO ....................................................................................
29
1.1.
OBJETO DO ESTUDO ........................................................................
31
1.2.
CARACTERIZAÇÃO DA UNIB DENTRO DO PÓLO PETROQUÍMICO
31
1.3.
QUESTÃO-PROBLEMA ......................................................................
33
1.4.
OBJETIVO GERAL .............................................................................
35
1.5.
OBJETIVOS ESPECÍFICOS ...............................................................
35
1.6.
ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO ......................................................
36
2.
REFERENCIAL TEÓRICO .................................................................
37
2.1.
INTRODUÇÃO ....................................................................................
37
2.2.
HISTÓRICO DA PRODUÇÃO E USO DO VAPOR ............................
37
2.3.
VAPOR D’ÁGUA ......................................................................................
38
2.4.
VAPOR COMO VEÍCULO NO TRANSPORTE DE ENERGIA ............
39
2.5.
USO DO VAPOR NA INDÚSTRIA QUÍMICA E PETROQUÍMICA ......
40
2.6.
UNIDADE TERMELÉTRICA ...............................................................
42
2.6.1.
Ciclos de vapor com Co-geração ...................................
44
2.7.
PERDA DE ÁGUA E ENERGIA EM UM SISTEMA DE VAPOR .........
47
2.8.
SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR ................................................
48
2.8.1.
Concentração das impurezas na água da caldeira .......
49
2.8.1.1.
Mecanismos da corrosão ................................................
50
2.9.
2.8.1.2.
Arraste de impurezas pelo vapor ...................................
51
2.8.2.
Purga e o controle químico da água do gerador de vapor 54
SISTEMA DE DISTRIBUIÇÃO DE VAPOR ........................................
56
2.9.1.
Perdas de calor para o ambiente ....................................
57
2.9.2.
Vazamentos de vapor ......................................................
60
2.9.3.
Purgadores .......................................................................
61
CONCEITOS TERMODINÂMICOS .....................................................
64
2.10.1.
Entalpia e a primeira lei da termodinâmica ...................
65
2.10.2.
Entropia e a segunda lei da termodinâmica ..................
66
2.10.3.
Exergia e irreversibilidades ............................................
67
2.11.
CONCLUSÃO SOBRE O REFERENCIAL TEÓRICO .........................
71
3.
METODOLOGIA ................................................................................
72
3.1.
INTRODUÇÃO ...................................................................................
72
3.2.
BALANÇO DE ÁGUA NO SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR .....
72
3.2.1.
Caracterização dos volumes de controle ......................
75
3.2.1.1.
Subsistema 1 – Caldeiras da UTE .................................
75
3.2.1.2.
Subsistema 2 – Fornos de pirólise de Olefinas 1 e
2.10.
fornos de processo de Aromáticos 1 .............................
78
3.2.1.3.
Subsistema 3 – Fornos de pirólise de Olefinas 2 ........
80
3.2.2.
Cálculo dos indicadores ..................................................
82
3.2.3.
Realização dos balanços de massa ...............................
82
3.3.
IDENTIFICAÇÃO E QUANTIFICAÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA E
ENERGIA ...........................................................................................
83
3.3.1.
Identificação das correntes de saída de água do ciclo
84
3.3.1.1.
Identificação das correntes de saída de água no
sistema de geração de vapor .........................................
3.3.1.2.
Identificação das correntes de saída de água no
sistema de distribuição de vapor ....................................
3.3.1.3.
89
Estimativa das perdas de energia associadas com as
saídas de água .................................................................
3.4.
87
Estimativa das vazões de saída de água do ciclo de
vapor ..................................................................................
3.3.3.
86
Identificação das correntes de saída de água durante o
uso do vapor .....................................................................
3.3.2.
84
90
APRESENTAÇÂO DE RESULTADOS DE MELHORIAS
IMPLANTADAS ..................................................................................
90
4.
RESULTADOS E DISCUSSÃO .........................................................
92
4.1.
INTRODUÇÃO ...................................................................................
92
4.2.
BALANÇOS DE MASSA NO SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR
92
4.2.1.
4.3.
Discussão dos resultados sobre os balanços de
massa do sistema de geração de vapor ........................
97
ESTIMATIVA DAS PERDAS DE ÁGUA E ENERGIA ........................
98
4.3.1.
Purga dos tubulões das caldeiras ..................................
98
4.3.2.
Purga dos tubulões dos fornos do subsistema 2 de
geração de vapor .............................................................
103
4.3.3.
Purga dos tubulões dos fornos do subsistema 3 de
geração de vapor ............................................................
4.3.4.
Perda de vapor para a atmosfera pelo alívio dos
desaeradores ....................................................................
4.3.5.
112
Estimativa das perdas de água e energia no sistema
de distribuição de vapor ..................................................
114
4.3.6.1.
Perda pelos elementos de drenagem de condensado
114
4.3.6.2.
Perda por vazamentos em elementos da tubulação .....
120
4.3.7.
Estimativa das saídas de água do ciclo durante o uso
do vapor ............................................................................
4.3.7.1.
4.3.7.2.
120
Estimativa das saídas de água durante o uso do vapor
em processos dentro da UNIB ........................................
121
Alívio pelo sistema de controle de pressão do coletor
de vapor de 4,6 bar ..........................................................
4.4.
111
Perda de vapor pelo alívio dos vasos de “flash” de
condensado ......................................................................
4.3.6.
109
123
4.3.7.3.
Venda de vapor para as empresas do Pólo Petroquímico 127
4.3.8.
Balanço de água no sistema de vapor ...........................
128
OPORTUNIDADES PARA REDUÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA
E ENERGIA ........................................................................................
130
5.
TRABALHOS REALIZADOS PARA REDUZIR PERDAS ................
138
5.1.
INTRODUÇÃO ...................................................................................
138
5.2.
REDUÇÃO DA PURGA DAS CALDEIRAS ........................................
138
5.2.1.
139
Tratamento químico da água das caldeiras ..................
5.3.
5.2.2.
Implantação de ações para redução da purga ..............
140
5.2.3.
Ganhos obtidos com a redução da purga das caldeiras
148
REDUÇÃO DA PERDA DE VAPOR DE 4,6 BAR PARA ATMOSFERA 150
5.3.1.
Balanço de massa no coletor de vapor de 4,6 bar ........
150
5.3.2.
Levantamento de dados do processo ............................
152
5.3.3.
Implantação de ações para redução da perda ..............
153
5.3.4.
Ganhos obtidos com a redução da perda de vapor para
a atmosfera .......................................................................
5.4.
158
CONCLUSÕES SOBRE A PURGA DAS CALDEIRAS E A PERDA
DE VAPOR DE 4,6 BAR .....................................................................
160
6.
CONCLUSÕES ..................................................................................
162
7.
RECOMENDAÇÕES PARA ESTUDOS FUTUROS ..........................
166
REFERÊNCIAS ..................................................................................
167
APÊNDICE A – Interação dos Processos da UNIB com o
Sistema de Vapor ..................................................
173
Capítulo 1
1.
29
INTRODUÇÃO
Pode-se conceituar recursos naturais como sendo partes da natureza que
podem ser aproveitadas num dado momento. É um conceito dinâmico, pois são o
trabalho e a inteligência humana que fazem com que a matéria e a energia passem
à condição de recurso.
Os seres humanos são parte integrante da natureza e, portanto, não são
capazes de criá-la. Podem, porém, efetuar ações que a transformem ou alterem,
visando a satisfação de suas necessidades (BELIA, 1996).
Dentre as formas que o homem encontrou para satisfazer seus desejos,
destaca-se a atividade industrial, a qual transforma recursos naturais em bens
capazes de satisfazer as necessidades conhecidas, e até mesmo de fomentar novas
necessidades. Sem dúvida, o vigoroso avanço desta atividade trouxe inúmeros
benefícios, traduzindo-se na melhoria da qualidade de vida como alimentação,
habitação, conforto, lazer, saúde e educação.
Dos recursos naturais mais essenciais para a sobrevivência humana, a água
e a energia destacam-se, sendo itens presentes em praticamente todas as
demandas. Particularmente no segmento industrial, a água e a energia são
indispensáveis, estando direta ou indiretamente presentes em todos os ramos dessa
atividade.
O controle e a utilização das diversas formas de energia sempre foram as
alavancas de todo desenvolvimento humano e social (SANTOS, 2001). Até
recentemente, enquanto esteve preocupado com a busca do desenvolvimento, o
homem utilizou todas as formas possíveis de produção de energia, dando ênfase
aos menores custos possíveis, sem deter-se em analisar as conseqüências.
Água e energia sempre foram recursos considerados abundantes. Não se
tinha noção de quão finitos são, ao ponto em que o consumo se dava sem maiores
preocupações quanto à possibilidade de um dia virem a faltar. O aumento
progressivo da população e o consumo intenso e desordenado verificado nas
últimas décadas, apontaram para uma possibilidade não muito distante: escassez de
água e energia.
Introdução
30
A partir dessa ameaça, veio o despertar para a necessidade do uso racional
desses recursos, onde evitar o desperdício nos processos produtivos passou a ser
uma prioridade cada vez maior dos centros de desenvolvimento de novas
tecnologias. Nesse contexto, as empresas industriais, especialmente as que são
intensivas no consumo de energia e água, sentiram-se obrigadas a fazer grandes
investimentos no sentido de adequarem os seus processos à nova realidade que se
impôs.
O quadro atual mostra que o uso racional, e cada vez mais eficiente dos
recursos naturais, passou a fazer parte da visão estratégica das organizações, não
só pelo aspecto da competitividade e custo, mas, principalmente, pela visão da
sustentabilidade e da sobrevivência dos negócios.
Dentro deste contexto, o grande consumo de água e energia na atividade
industrial, e em particular no segmento da Indústria Petroquímica, vem despertando
o interesse para esse tema por parte das autoridades e da sociedade em geral,
tendo em vista a forte interação que tem com o meio ambiente. O próprio setor
industrial, juntamente com universidades e centros de pesquisa, tem se mobilizado
na busca de alternativas tecnológicas que tornem os processos mais eficientes em
relação ao consumo desses recursos naturais.
A aplicação das técnicas de reciclo e reuso da água, por exemplo, tem
mostrado ser possível diminuir a captação de fontes naturais, constituindo-se numa
estratégia eficaz para a conservação dos mananciais, em seus aspectos qualitativos
e quantitativos (MUSTAFA, 1998). A aplicação sistemática dessas técnicas,
juntamente com o desenvolvimento de novos conhecimentos que levem à
minimização ou eliminação das perdas na fonte, possibilitará o aumento da
disponibilidade hídrica das regiões onde a água é escassa, evitando a disputa por
esse recurso e permitindo a melhoria da qualidade de vida.
Introdução
1.1.
31
OBJETO DO ESTUDO
Em consonância com a visão de que as atividades humanas, para serem
sustentáveis, dependem da preservação e do uso racional dos recursos naturais, a
presente Dissertação de Mestrado aborda o tema água e energia estudando uma
das utilidades de maior uso no setor industrial: o vapor d’água. O trabalho trata
desse assunto analisando o vapor nas diversas etapas do seu ciclo, compreendendo
a geração, distribuição, uso e o reaproveitamento do condensado.
O objeto de estudo deste trabalho foi o sistema de geração e distribuição de
vapor da Unidade de Insumos Básicos da Braskem (UNIB), que é uma empresa
localizada no Pólo Petroquímico de Camaçari e que tem a função de fornecer
matérias primas, vapor e outras utilidades para as demais indústrias desse
complexo.
1.2.
CARACTERIZAÇÃO DA UNIB DENTRO DO PÓLO PETROQUÍMICO
O Pólo Petroquímico de Camaçari é o segundo complexo industrial dessa
natureza que foi instalado no país, tendo sido projetado e construído na década de
70. Surgiu da necessidade de crescimento do parque industrial brasileiro nesse
setor, em decorrência da expansão da economia e para fazer frente ao aumento da
demanda por produtos petroquímicos.
Este pólo industrial, no qual está inserido o sistema de geração e distribuição
de vapor que é o objeto de estudo desse trabalho, entrou em operação em 1978,
com o início das atividades da COPENE, que a partir de 2002 passou a ser a
Unidade de Insumos Básicos da Braskem (UNIB).
No Estado da Bahia, onde se localiza o Pólo Petroquímico de Camaçari, é
notória a significativa participação do setor petroquímico em sua economia, como
pauta de exportação e respondendo por 50% do abastecimento nacional de
produtos petroquímicos (SANTANA, HASENCLEVER e MELLO, 2003).
Este Pólo foi planejado de forma integrada, tendo sido concebido de modo
que a produção de matérias primas e utilidades fosse concentrada numa única
Introdução
32
empresa, a partir da qual esses insumos deveriam ser distribuídos por tubovias para
as demais indústrias, denominadas de segunda geração na cadeia petroquímica,
instaladas ao redor (PIRES, 2003).
De fato, a maior parte da produção de matérias primas e utilidades que
serve as empresas de segunda geração do Pólo Petroquímico de Camaçari é
concentrada na UNIB. Esta central recebe derivados do petróleo – principalmente a
nafta – e gás natural e os transforma em produtos petroquímicos básicos (Eteno,
Propeno, Butadieno, Benzeno, Tolueno, Xilenos) que são as matérias primas para
as indústrias de segunda geração.
Da mesma forma, todas as utilidades necessárias para as operações do
complexo petroquímico são também fornecidas pela UNIB, compreendendo: vapor,
em diferentes pressões, energia elétrica, água e ar comprimido. As fontes primárias
de energia utilizadas para produzir essas utilidades são gás natural, óleo
combustível e combustíveis líquidos e gasosos residuais do processo de
transformação da nafta. A captação de água para suprir a demanda do Pólo provém
de duas fontes naturais: Rio Joanes e aqüífero da formação São Sebastião.
A figura 1.1 ilustra o Pólo Petroquímico de Camaçari, mostrando a UNIB com
suas centrais produtoras de matérias primas e utilidades e sua relação com esse
complexo industrial. Observa-se que o conjunto das empresas de segunda geração
situa-se em torno da UNIB, recebendo as matérias primas e as utilidades
necessárias para dar seqüência aos diversos processos da cadeia de produção
petroquímica.
Introdução
33
Figura 1.1 – Representação esquemática do Pólo Petroquímico de Camaçari, mostrando
as centrais de produção de matérias primas e de utilidades da UNIB e as
empresas de segunda geração.
1.3.
QUESTÃO-PROBLEMA
De um modo geral, a indústria petroquímica é intensiva no consumo de água
e energia, em virtude dos múltiplos processos que ocorrem ao longo da cadeia
produtiva que se caracterizam pelas profundas transformações químicas que
imprimem nas estruturas moleculares dos diversos compostos.
A maior parte da energia consumida nesse segmento industrial provém da
queima de combustíveis, podendo a sua utilização se dar de forma direta, nos fornos
de processo, ou de forma indireta, através do aquecimento de fluidos térmicos com a
subseqüente utilização sob a forma de calor ou na geração de trabalho, conforme a
necessidade do processo.
Dentre as formas de utilização indireta da energia térmica dos combustíveis,
a geração de vapor é, certamente, a que tem a maior aplicação na indústria
Introdução
34
petroquímica. Pela capacidade que possui de armazenar grandes quantidades de
energia por unidade de massa, o vapor d’água constitui-se num excelente meio de
transporte de energia, sendo por isto uma das utilidades de maior uso
(FRANCESCHINI, 1982).
A UNIB, como central produtora de matérias primas e utilidades para as
empresas do Pólo, apresenta um alto consumo de água e energia, conforme dados
do estudo do projeto Braskem-Água desenvolvido em conjunto com a Universidade
Federal da Bahia (KIPERSTOK e outros, 2003), confirmando a expectativa de alto
consumo desses recursos naturais no segmento industrial petroquímico.
A matriz energética que compõe a demanda da UNIB é composta de duas
parcelas: energia proveniente da queima de combustíveis e energia elétrica
comprada da CHESF. Em 2004, a parcela referente aos combustíveis teve uma
participação de 95% da demanda total de energia da UNIB, enquanto que a compra
de energia elétrica representou 5% (BRASKEM, 2004b). Observou-se ainda que
cerca de 56% da parcela da energia proveniente da queima de combustíveis foi
utilizada na geração de vapor.
Quanto ao consumo de água, a captação de fontes naturais apresentou em
2003 uma vazão média da ordem de 4 300 t/h (KIPERSTOK e outros, 2003), sendo
que 25 % desse total (cerda de 1 100 t/h) foi aplicado na geração de vapor.
De acordo com o acima exposto, o vapor é uma utilidade de grande
relevância para esse complexo industrial, não só pelo atendimento das
necessidades dos diversos processos, mas também pela forte demanda de recursos
naturais fundamentais: água e energia.
Diante deste contexto, justifica-se plenamente a escolha do tema, sendo
relevante estudar esse sistema de vapor, procurando-se responder a seguinte
questão-problema:
“Onde ocorrem e de quanto são as perdas de água e energia no
sistema de geração e distribuição de vapor da UNIB ?”
Introdução
1.4.
35
OBJETIVO GERAL
O objetivo geral dessa Dissertação de Mestrado é identificar e estimar as
principais perdas de água e energia no sistema de geração e distribuição de vapor
da UNIB, servindo essas informações como ponto de partida para a implantação de
ações futuras capazes de reduzir as perdas encontradas.
1.5.
OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Os objetivos específicos deste trabalho são:
9
Aprofundar o conhecimento sobre a tecnologia de tratamento químico
da água de sistemas de geração de vapor, permitindo a otimização do
processo e a minimização das perdas de água e de energia.
9
Conhecer as diferentes formas de uso do vapor no processo de uma
planta petroquímica, visando identificar as formas pelas quais ocorrem
as saídas de água do ciclo de geração.
9
Estudar os diversos aspectos de um sistema de distribuição de vapor,
para identificar as formas em que ocorrem as perdas de água e
energia.
9
Obter informações quantitativas das principais perdas de água no
sistema de geração e distribuição de vapor, a partir da realização de
balanços de massa com base em dados históricos de processo.
9
Obter informações quanto ao efeito econômico decorrente de perdas de
água e energia nesse sistema.
9
Classificar as oportunidades para redução das perdas de água e
energia com base em aspectos econômicos e ambientais.
Introdução
1.6.
36
ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO
O trabalho foi desenvolvido buscando identificar e quantificar as principais
perdas de água e energia existentes no sistema de vapor da UNIB, abrindo espaço
para o desenvolvimento de estudos futuros.
A dissertação é composta de sete capítulos assim distribuídos:
Capítulo 1 – Introdução
Capítulo 2 – Referencial teórico – Nesse capítulo, são apresentados fundamentos
teóricos relacionados com sistemas de geração e distribuição de vapor,
considerando especificamente os aspectos que levam a perdas de
água e energia.
Capítulo 3 – Metodologia – Mostra como o trabalho foi desenvolvido, passando pela
definição dos volumes de controle, realização dos balanços de massa,
identificação e quantificação das perdas de água e energia e
classificação das oportunidades de melhoria.
Capítulo 4 – Resultados e discussão – Nesse capítulo, são apresentados e
discutidos os balanços de massa dos sistemas de geração de vapor, as
estimativas das perdas de água e energia e a classificação das perdas
segundo quatro diferentes critérios: perda de água, perda de energia,
emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2) e custo.
Capítulo 5 – Trabalhos realizados para reduzir perdas – Nesse capítulo, são
apresentados dois trabalhos desenvolvidos para reduzir perdas de
água e energia no sistema de vapor, sendo também mostrados os
ganhos ambientais e econômicos decorrentes dessas melhorias.
Capítulo 6 – Conclusões.
Capítulo 7 – Recomendações para estudos futuros.
Capítulo 2
2.
REFERENCIAL TEÓRICO
2.1.
INTRODUÇÂO
37
Esta revisão bibliográfica tem como objetivo apresentar fundamentos
teóricos relacionados com sistemas de geração e distribuição de vapor,
considerando especificamente os aspectos que levam a perda de água e energia.
Não tem a pretensão de esgotar o assunto, mas de apresentar trabalhos e
conceitos relevantes sobre o tema, de modo a fornecer suporte teórico ao
desenvolvimento dessa Dissertação.
2.2.
HISTÓRICO DA PRODUÇÃO E USO DO VAPOR
O vapor d’água é um dos meios mais comuns de transporte e transferência
de energia na indústria. Seu uso é antigo, tendo sido os Gregos e os Romanos os
precursores.
Registros históricos indicam que algumas propriedades do vapor d’água já
eram conhecidas e utilizadas por volta de 150 AC. Nessa época, Hero de Alexandria
descreveu no seu tratado “Pneumática”, instrumentos que utilizavam as forças
expansivas do vapor para fazer elevar a água acima do nível natural.
Também, nas ruínas de Pompéia foi encontrada uma caldeira primitiva para
uso em necessidades domésticas. Porém, naquela época não se tem registro de
qualquer aplicação comercial envolvendo o uso de vapor.
Em 1680, um francês chamado Denis Papin inventou um digestor com
finalidades culinárias, utilizando uma caldeira de alta pressão que chegava a 100
bar. Para evitar explosões, Papin dotou a caldeira de uma válvula de segurança,
sendo considerado o inventor desse dispositivo que hoje é tão vital para a operação
de equipamentos que funcionam sob pressão.
Referencial teórico
38
Em 1718, foi construída a caldeira de Desaglier, a primeira em que os gases
quentes da combustão eram obrigados a seguir um percurso predeterminado, em
torno do recipiente de água.
A primeira caldeira construída com fins industriais foi projetada na Inglaterra
por Newcomen, em meados do século XVIII, e tinha o formato de um cogumelo. Foi
o primeiro equipamento dotado de manômetro de pressão, visor de nível, válvula de
segurança de contrapeso e boca de visita.
O uso do vapor para transporte, no caso da locomotiva de James Watt de
1765, levou a criação da primeira caldeira de forma radicalmente diferente da
esférica. Esta era semicilíndrica na parte superior e suas laterais inferiores e base
eram côncavas, para permitirem o fluxo dos gases de combustão pelo exterior, antes
destes saírem pela chaminé.
Já no século XIX, novos conceitos foram incorporados para melhorar os
aspectos de segurança, tendo em vista o elevado número de acidentes. Em 1865 foi
inventada por Wilcox a caldeira aquatubular, a qual permitiu resolver os sérios
problemas de circulação de água, abrindo caminho para uma série de modelos de
melhor desempenho, chegando aos projetos modernos altamente sofisticados.
2.3.
VAPOR D’ÁGUA
O vapor d’água resulta quando se transfere a uma massa de água
quantidade suficiente de calor para causar sua vaporização (SINGER, 1991). A
mudança de estado físico da água, passando de líquido para vapor, ocorre
normalmente em duas etapas, dependendo da pressão e da temperatura inicial:
primeiro, se a massa de água líquida estiver sub-resfriada, a adição de calor faz
aumentar a temperatura até atingir o ponto de saturação, ou seja, a temperatura na
qual a água entra em ebulição; segundo, pela continuação da adição de calor, a
massa de água líquida vaporiza, passando para a condição de vapor.
Quando a água é aquecida a pressão constante, ao atingir o ponto de
ebulição, o suprimento adicional de calor não resulta no aumento de temperatura,
mas sim no aumento da evaporação, até que toda a massa líquida tenha evaporado.
Referencial teórico
39
Por outro lado, se a água é aquecida até o ponto de ebulição em um vaso
fechado, o vapor gerado causa o aumento da pressão do sistema. Com o aumento
da pressão, a temperatura na qual a fase líquida estará em equilíbrio com a fase
vapor também irá aumentar. Portanto, a temperatura na qual a água vaporiza
depende da pressão à qual está submetida.
Para a água, como para qualquer substância pura, durante a mudança do
estado líquido para vapor em condições isobáricas, o vapor em contato com o
líquido irá permanecer à temperatura constante até que a vaporização seja
completa. Nesta condição, tem-se o vapor saturado.
Prosseguindo com o aquecimento do vapor saturado, é observado um
gradativo aumento da temperatura. Nesta condição, o vapor é dito superaquecido. O
grau de superaquecimento do vapor é definido pela diferença entre sua temperatura
e a temperatura de saturação na pressão de trabalho.
De acordo com Pereira e Mustafa (2000), em instalações industriais
dificilmente se consegue produzir vapor perfeitamente saturado. Este apresenta
normalmente um certo percentual de umidade, que são gotículas de água que
permanecem em suspensão em sua massa.
O parâmetro de qualidade do vapor que está relacionado com a umidade é o
título. Este parâmetro é definido como o percentual de vapor seco contido na
mistura.
O vapor saturado é mais indicado para uso em sistemas de aquecimento,
pois permite a troca de calor à temperatura constante e apresenta maiores
coeficientes de troca térmica que o vapor superaquecido (BOURÉE, 1982). Já o
vapor superaquecido é mais adequado para gerar trabalho mecânico em turbinas,
sendo estas usadas para movimentar geradores elétricos, bombas e compressores.
2.4.
VAPOR COMO VEÍCULO NO TRANSPORTE DE ENERGIA
A água, pela sua abundância na natureza, desempenha um importante papel
na geração e distribuição da energia térmica na indústria (FRANCESCHINI, 1982).
Ainda segundo o autor, a característica básica da água – e do vapor – que a
Referencial teórico
40
credencia para este uso é a capacidade de armazenar calor, que é bem maior a dos
outros fluidos térmicos usuais na indústria.
O vapor d’água reúne outras qualidades que tornam seu uso atraente para a
atividade industrial, como elemento de transporte de energia, a saber:
9
transferência de calor a temperatura constante;
9
capacidade de possibilitar a transformação de energia térmica em outras
formas;
9
uso cíclico em vários níveis de pressão e em várias faixas de
temperatura;
2.5.
9
passível de ser gerado em equipamentos com alta eficiência;
9
limpo, inodoro, insípido e não tóxico;
9
de fácil distribuição e controle.
USO DO VAPOR NA INDÚSTRIA QUÍMICA E PETROQUÍMICA
Na indústria química e petroquímica, o uso do vapor nos diversos processos
se dá para muitos propósitos, incluindo: aquecimento de correntes de processo,
força motriz para geração de trabalho mecânico em turbinas e acionamento de
geradores elétricos, bombas e compressores, fracionamento de misturas de
componentes com diferentes pontos de ebulição, remoção de componentes voláteis
indesejáveis de correntes do processo, diluição, controle da temperatura de reações
químicas pela injeção direta em sistemas reacionais, geração de vácuo através de
ejetores, controle da pressão parcial de reações em que os reagentes têm baixa
solubilidade na água (US DEPARTMENT OF ENERGY, 2002b).
A tabela 2.1 apresenta os quinze produtos químicos e petroquímicos cujos
processos são mais intensivos no uso do vapor.
Referencial teórico
41
Tabela 2.1 – Produtos químicos e petroquímicos cujos processos apresentam os
maiores consumos específicos de vapor.
[Fonte: US DEPARTMENT OF ENERGY (2002b)]
Consumo de energia
Produto
fornecida por vapor
(kJ/kg)
Etilbenzeno/Estireno
34.900
Caprolactama
22.540
Etileno
17.900
Ciclohexano
17.890
Fenol/Acetona
17.350
Amônia
11.780
Cloro/Hidróxido de Sódio
6.770
Carbonato de Sódio
6.240
Poliestireno
4.940
Borracha de Estireno e Butadieno
4.770
Dicloroetano/PVC
3.840
Borracha de Polibutadieno
3.690
Borracha de Polibutil
1.480
Uréia
1.120
Benzeno, Tolueno e Xilenos
800
Dentre os produtos apresentados na tabela 2.1, apesar de aparecer na
terceira posição na classificação quanto ao consumo específico, o Etileno é o que
apresenta o maior consumo total de vapor dentro do setor da indústria química e
petroquímica (WORRELL e outros, 2000). A razão para isto é que este produto é o
que apresenta o maior volume de produção entre todos os produtos petroquímicos,
fazendo com que o consumo total de vapor no processo para a sua produção
represente cerca de 25% desse consumo em todo setor da indústria química (US
DEPARTMENT OF ENERGY, 1997).
Referencial teórico
42
A maioria dos produtos apresentados na tabela 2.1, cujos processos de
produção requerem os maiores consumos específicos de vapor, são produzidos no
Pólo Petroquímico de Camaçari, sendo o Etileno o produto com maior quantidade de
produção na UNIB.
2.6.
UNIDADE TERMELÉTRICA
Uma unidade termelétrica pode ser definida como uma instalação cuja
finalidade é a geração de energia elétrica a partir de vapor gerado em caldeiras
(ALMEIDA, 2005). Em unidades que aplicam o ciclo básico de Rankine, o processo
pode ser dividido em quatro etapas.
♦
Geração de vapor numa caldeira a partir do calor gerado pela queima
de um combustível.
♦
Utilização deste vapor de alta pressão numa turbina para acionar um
gerador elétrico, transformando potência mecânica em potência
elétrica.
♦
Condensação do vapor de exausto da turbina, transferindo o calor
latente residual para um circuito independente de refrigeração.
♦
Bombeamento deste condensado de volta para a caldeira, completando
o ciclo.
Ao longo do tempo, os projetos de unidades termelétricas que geram energia
elétrica com base no ciclo de Rankine vêm introduzindo refinamentos nos
equipamentos que terminam por inserir modificações no ciclo básico de Rankine
(SINGER, 1991). Tais refinamentos tiveram como objetivo resolver problemas
operacionais e reduzir as irreversibilidades, aumentando a eficiência do ciclo.
Dentre as principais melhorias que foram incorporadas aos projetos destacam-se:
1)
Superaquecimento do vapor saturado que alimenta a turbina.
2)
Preaquecimento da água sub-resfriada usando como fonte de calor
extrações parciais de vapor da própria turbina.
Referencial teórico
43
O superaquecimento do vapor saturado na própria caldeira pode ser
representado no diagrama T x S conforme a figura 2.1. Nesse caso mais um estágio
de fornecimento de calor pela caldeira é introduzido, sendo representado pela área b
– 2 – 2’ – b’ – b nesta figura.
De acordo com Baurée (1982), o superaquecimento do vapor traz dois
benefícios: aumento do rendimento global do ciclo de Rankine e diminuição da
umidade do vapor no exausto da turbina, melhorando sua condição operacional.
Figura 2.1 – Ciclo de Rankine com superaquecimento do vapor
De acordo com Singer (1991), no ciclo de Rankine a eficiência depende da
temperatura média na qual o calor é fornecido ao fluido de trabalho bem como da
temperatura na qual o calor é rejeitado. Assim, qualquer variação que aumente a
temperatura média na qual a caldeira fornece calor ao fluido de trabalho, ou que
diminua a temperatura média na qual o calor é rejeitado para o ambiente, aumenta a
eficiência do ciclo de Rankine.
O recurso normalmente usado para diminuir a temperatura na qual ocorre a
rejeição de calor é o abaixamento da pressão do condensador para valores bem
abaixo da pressão atmosférica. Já para o aumento da temperatura média na qual
ocorre o fornecimento de calor ao fluido de trabalho, um dos recursos usados é a
instalação de trocadores de calor para fazer o preaquecimento da água que alimenta
Referencial teórico
44
a caldeira em múltiplas etapas, usando extrações de vapor ao longo dos estágios da
turbina. O propósito desse preaquecimento seqüencial da água é aumentar a
temperatura média na qual a caldeira fornece calor ao fluido de trabalho,
aumentando assim a eficiência energética do ciclo (SMITH, VAN NESS e ABBOTT,
1996).
Em plantas termelétricas que operam para produzir somente energia elétrica
a partir da queima de combustível em caldeiras, e usando o vapor como fluido de
trabalho, a eficiência global conseguida fica em torno de 40 %, mesmo usando todos
os recursos que permitem aumentar o rendimento do ciclo (SINGER, 1991). Isto
significa que mais da metade da energia liberada pela queima do combustível é
perdida e tem que ser transferida para o ambiente de alguma maneira. A maior parte
dessa perda ocorre no condensador que faz a rejeição do calor no ciclo de Rankine.
2.6.1.
Ciclos de vapor com Co-geração
A co-geração se caracteriza pela produção simultânea de energia elétrica e
energia térmica a partir do mesmo combustível (ALMEIDA, 2005). O vapor gerado
na caldeira supre o turbogerador, de onde parte deste é extraído para suprir
demandas de outros processos.
Conforme ilustra a figura 2.2, as plantas de co-geração de energia elétrica e
vapor usam os mesmos elementos de uma outra que faz somente a geração de
energia elétrica, diferindo apenas pela inclusão dos sistemas que usam o vapor nos
níveis de menor pressão. O uso do vapor em outros processos permite o
aproveitamento da energia térmica que seria perdida para o ambiente pelo
condensador, maximizando assim a eficiência energética (HARREL, 2002).
Pela minimização ou eliminação completa da perda de energia que ocorre
no condensador do ciclo convencional de Rankine, os ciclos de co-geração podem
ter uma eficiência global significativamente maior. De acordo com STEAM (1978), a
eficiência energética em tais casos pode chegar a até 70 %.
Referencial teórico
45
Os ciclos de vapor com co-geração são aplicáveis a uma faixa muito grande
de capacidades, indo desde pequenas instalações industriais ou institucionais até
grandes centrais que produzem energia elétrica e vapor para servir a grandes
cidades ou para grandes instalações industriais como petroquímica, papel e celulose
(BOISSENIN, 1992).
Figura 2.2 - Representação esquemática de uma planta com ciclo de co-geração de
energia elétrica e vapor.
De acordo com Singer (1991), os ciclos de vapor com co-geração podem
ser fechados ou semiabertos. Nos ciclos fechados, tal como ocorre no ciclo
convencional de Rankine, o calor é adicionado e removido em vários equipamentos
apenas através de troca térmica, havendo o retorno de praticamente todo o
condensado. Nesse caso, a reposição de água no ciclo é mínima, apenas o
suficiente para compensar as perdas que ocorrem por pequenos vazamentos.
Já nos ciclos semiabertos, uma parte do calor é extraída sob a forma de
fluxo de vapor, o qual é usado pelo processo e jamais retorna. Nesses casos, a
necessidade de reposição de água para fechar o balanço de massa pode ser muito
grande, dependendo da intensidade com que se retira vapor ou condensado do
sistema.
Referencial teórico
46
Uma das dificuldades encontradas nos ciclos de co-geração interligados com
plantas industriais complexas e de grande porte refere-se ao desacoplamento que
normalmente ocorre entre as demandas de eletricidade e de vapor para uso no
processo. Como existem inúmeros fatores que fazem variar as demandas de energia
térmica, os dispositivos de controle dos ciclos de co-geração precisam ser
adequados para atender às solicitações do processo, corrigindo as perturbações e
evitando as situações que podem por em risco a segurança das instalações.
Os controles desempenham esse papel muito bem, tanto assim que as
modernas instalações são muito seguras. Porém, ao fazer o controle, podem ocorrer
situações que levem a um aumento das irreversibilidades, causando diminuição da
eficiência global do ciclo. Por exemplo, observando-se a figura 2.2, percebe-se que
existem dois controladores (PC-1 e PC-2) para manter a pressão do sistema de
distribuição de vapor dentro dos limites requeridos pelo processo. Analisando o
efeito desses dois controladores sobre a eficiência global do ciclo de co-geração,
tem-se:
♦ O primeiro controlador, identificado como PC-1, controla a pressão do
sistema de distribuição de vapor em uma faixa, de modo a evitar que
fique abaixo de um valor requerido. Para isto, quando ocorre diminuição
da pressão do sistema de distribuição de vapor, o controlador PC-1
comanda a abertura de uma válvula redutora de pressão que injeta
vapor diretamente no coletor de distribuição, sem passar pela turbina.
Ao fazer esse controle, ocorrem irreversibilidades na válvula redutora de
pressão, o que reduz a capacidade do vapor em realizar trabalho,
causando assim a diminuição da eficiência global do ciclo de cogeração.
♦ O segundo controlador, identificado como PC-2, também faz o controle
da pressão do sistema de distribuição de vapor, só que em uma outra
faixa, evitando que a pressão fique acima de um valor definido como
seguro para o processo. Para fazer esse controle, comanda a abertura
de uma válvula que lança na atmosfera o excesso de vapor, gerando
perdas de energia e água, o que também resulta na diminuição da
eficiência global do ciclo.
Referencial teórico
2.7.
47
PERDA DE ÁGUA E ENERGIA EM UM SISTEMA DE VAPOR
Na indústria, o vapor constitui o principal veículo de transporte de energia
térmica (ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL, 2005). A preferência pela
utilização deste fluido, comparativamente a outras alternativas, deve-se ao conjunto
de fatores positivos que foram apresentados no item 2.4.
Ao lado dessas vantagens, porém, a sua utilização tem também alguns
aspectos negativos, como: corrosão, necessidade de tratamento da água de
alimentação das caldeiras, exigência de purgas das caldeiras, necessidade de dotar
as instalações de distribuição de vapor de sistemas automáticos de drenagem de
condensado (purgadores), necessidade de sistema para recolher e tratar os
condensados. Esses aspectos, todavia, não são suficientes para anular as grandes
vantagens oferecidas.
Ao se usar o vapor, as ineficiências das diversas etapas do processo
acumulam perdas (SMITH e PETELA, 1992). Nesse processo, a água bruta é
filtrada, desmineralizada, desaerada e tratada com a dosagem de produtos químicos
antes de alimentar a caldeira. Através da queima de combustível, o vapor é gerado a
pressão elevada, sendo reduzida em seguida pela passagem em turbinas que
acionam geradores elétricos, produzindo eletricidade. O vapor de exausto das
turbinas precisa ser condensado, transferindo o calor latente residual para um
circuito independente de refrigeração, para que a massa de água possa ser
bombeada de volta para a caldeira, completando o ciclo (ALMEIDA, 2005).
O vapor de baixa ou de média pressão rejeitado pelas turbinas apresenta
uma menor capacidade de realizar trabalho, mas poderá ser distribuído para uso em
processos industriais quando estes necessitam de vapor ou de energia térmica,
gerando condensado (LORA e NASCIMENTO, 2004).
Normalmente, nem todo vapor produzido pela caldeira chega aos diversos
usuários, como também nem todo condensado gerado a partir do uso do vapor como
fonte de aquecimento retorna à caldeira. Há uma perda contínua de condensado e
vapor, o que resulta num déficit permanente de água no ciclo de geração
(HARRELL, 2002).
Referencial teórico
48
Esta constante saída de água do ciclo de geração de vapor implica na
necessidade de uma reposição contínua e equivalente de água proveniente da
captação de fonte natural, para que o balanço de massa do sistema seja mantido.
De acordo com ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL (2005), é
comum encontrar-se fugas de vapor em instalações com algum tempo de operação,
provocadas fundamentalmente, pela ação combinada da temperatura, pressão e
também da corrosão e erosão causadas pelo vapor.
Essas fugas podem ser
percebidas em toda a rede de distribuição, com especial incidência em válvulas,
juntas, e flanges.
Estas perdas, se não forem alvo de um controle rigoroso, com vista à sua
detecção e posterior eliminação, têm tendência a agravar-se, podendo constituir-se
na principal causa de desperdício energético da instalação.
2.8.
SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR
O circuito de água de um sistema de geração de vapor compreende as
etapas que vão desde o recebimento e condicionamento do condensado que retorna
do processo até a geração do vapor propriamente dita, com o atendimento dos
parâmetros de qualidade requeridos pelos usuários. Nesse circuito ocorrem
processos específicos como desaeração do condensado e da água de reposição,
dosagem de produtos químicos, bombeamento da água de alimentação para o
gerador
de
vapor,
transferência
de
calor
para
vaporização
da
água
e
superaquecimento do vapor saturado (SMITH e PETELA, 1992).
A figura 2.3 ilustra um sistema típico de geração de vapor, mostrando o
volume de controle com as entradas e saída de água. Observa-se que dentre as
correntes de saída, três representam perda de água em relação ao ciclo de geração:
9 purga dos vasos separadores de vapor;
9 vapor de alívio do desaerador;
9 vapor de alívio dos vasos de recuperação de condensado.
Nos itens a seguir, essas perdas serão abordadas com mais detalhes.
Referencial teórico
49
Figura 2.3 – Ilustração de um sistema de geração de vapor
2.8.1.
Concentração das impurezas na água da caldeira
De acordo com Barrett e outros (1971), caldeira pode ser considerada como
um sistema composto por trocadores de calor integrados, onde o fluido do lado
quente é a mistura resultante da combustão do combustível e o fluido do lado frio é a
água que entra como líquido e sai como vapor. Em outros sistemas de geração de
vapor, que não caldeira propriamente dita, o princípio básico é o mesmo: a água
recebe energia térmica de uma fonte quente (resistência elétrica, correntes de
processo com altas temperaturas, aproveitamento energético secundário de gases
de combustão de turbinas a gás ou fornos de processo), vaporiza parcialmente e é
feita a separação das fases líquida e vapor em vaso separador denominado de
tubulão.
Geralmente, a água de alimentação dos sistemas de geração de vapor não é
completamente pura. Apresenta impurezas dissolvidas ou em suspensão, mesmo
em concentrações muito baixas, especialmente para sistemas que trabalham com
alta pressão (¨SEVERNS e outros, 1975).
Referencial teórico
50
Quando a água evapora parcialmente, o vapor formado é praticamente puro,
sendo que quase todos os sólidos permanecem na água remanescente. Conforme
mais água é evaporada, a concentração dos sólidos restantes aumenta
gradualmente. Desta forma, as caldeiras funcionam como sistemas concentradores
de sólidos (SINGER, 1991), pois as impurezas solúveis, e em baixas concentrações,
que entram com a água de alimentação tornam-se concentradas, porque o vapor
que sai do tubulão carrega quantidades de sólidos bem menores que aquelas que
permanecem na água da caldeira.
O aumento da concentração das impurezas na água da caldeira – ou de
outro sistema gerador de vapor – pode levar a conseqüências indesejáveis e
altamente custosas, representadas por interrupção da produção e danos para os
equipamentos. De acordo com Franchi e Magalhães (1982), os maiores problemas
causados pelas impurezas presentes na água das caldeiras são: corrosão e arraste
das impurezas pelo vapor.
2.8.1.1. Mecanismos da corrosão
A água reage quimicamente com o ferro de forma espontânea e rápida a
altas temperaturas (NAVITSKY e GABRIELLI, 1979). Esta reação produz
fundamentalmente hidróxido ferroso e hidrogênio, conforme é mostrado a seguir.
Feo
(Ferro)
+
2H2O
Fe(OH)2
(Água)
(Hidróxido ferroso)
+
H2
(Hidrogênio)
Em pH alcalino e na ausência de oxigênio, o Fe(OH)2 forma uma fina
película insolúvel e aderente ao metal base, de maneira que a reação que causaria
corrosão não progride.
Em sistemas geradores de vapor de alta pressão, como é o caso do que é o
objeto de estudo deste trabalho, onde a temperatura de saturação da água é em
torno de 330 oC, o hidróxido ferroso se transforma em magnetita (Fe3O4), de acordo
com a reação mostrada a seguir. A magnetita formada é de cor preta, impermeável
adere uniforme e fortemente à superfície, formando uma película protetora que
impede o contato da água com o metal (FRANCHI e MAGALHÃES, 1982).
Referencial teórico
3Fe(OH)2
(Hidróxido ferroso)
51
calor
Fe3O4
(Magnetita)
+
2H2O
(Água)
+
H2
(Hidrogênio)
Assim, nas etapas do processo do circuito de água do sistema gerador de
vapor onde as temperaturas são mais baixas, a película de Fe(OH)2 é que protege o
metal base contra o ataque corrosivo do meio. Já nas etapas do processo onde as
temperaturas são mais elevadas, a película de magnetita (Fe3O4) é que faz a
proteção.
De acordo com o acima exposto, é de fundamental importância que os
fatores químicos que podem enfraquecer as películas protetoras sejam controlados.
Assim, o objetivo do tratamento químico da água de caldeira é proteger o filme
protetor contra a ação agressiva das impurezas introduzidas com a água de
alimentação (NAVITSKY e GABRIELLI, 1979).
São muitos os fatores que podem destruir a película protetora e assim
causar um processo corrosivo. Os mais significativos, porém, estão relacionados
com o aumento da concentração das impurezas junto à superfície do metal, levando
à formação de depósitos.
Quando espécies químicas corrosivas estão presentes na água da caldeira
em concentrações superiores a limites máximos específicos, ocorre a destruição da
película protetora de magnetita, deixando o metal exposto e sujeito ao ataque
corrosivo. Se a água da caldeira contém espécies alcalinas dissolvidas, como
hidróxido de sódio ou sais de potássio, ocorrerá a chamada corrosão cáustica,
enquanto que se estiverem presentes espécies como cloretos e sulfatos poderá
ocorrer o abaixamento do pH, levando à corrosão ácida (SINGER, 1991).
2.8.1.2. Arraste de impurezas pelo vapor
Pureza do vapor é uma expressão que dá idéia da quantidade de impurezas
carreadas por este ao sair da caldeira (NAVITSKY e GRABOWSKI, 1988). Essas
impurezas podem ser materiais dissolvidos no vapor, dissolvidos na água que o
vapor arrasta ou carreados como partículas sólidas com o vapor. Dessas impurezas,
Referencial teórico
52
as que causam mais problemas são os compostos inorgânicos presentes na água da
caldeira ou na água injetada no vapor para fazer o controle de temperatura.
É importante que o vapor saturado que sai do tubulão seja livre de
impurezas, para evitar que estas sejam depositadas no superaquecedor ou nas
palhetas das turbinas que vão receber o vapor superaquecido. De acordo com
Franchi e Magalhães (1982), há duas causas principais que podem levar à presença
de impurezas no vapor. Uma delas é o arraste de gotículas de água pelo vapor
saturado que sai do tubulão, em decorrência de falha no sistema de separação das
duas fases. A outra causa decorre da propriedade que o vapor possui de dissolver
quantidades significativas de algumas impurezas em pressões e temperaturas mais
elevadas, principalmente a sílica.
Para pressões maiores que 45 bar, a concentração de sílica na água da
caldeira passa a ser um fator importante em relação à pureza do vapor. É que a
partir dessa pressão, a sílica começa a vaporizar, saindo junto com o vapor (COSTA
e BRESTEL, 1989).
De acordo com Navitsky e Grabowski (1988), em caldeiras que operam com
altas pressões, a sílica sai sob a forma de vapor. Porém, ao passar pelas turbinas,
ocorre a redução da pressão e da temperatura, atingindo um ponto em que a
concentração da sílica é maior que o ponto correspondente a sua pressão de vapor,
ocorrendo então a condensação nas palhetas de baixa pressão da turbina, sob a
forma de depósitos sólidos e aderentes.
Ainda de acordo com Navitsky e Grabowski (1988), a vaporização da sílica é
uma função da sua concentração na água da cadeira, do pH e da pressão do vapor.
Como a pressão do vapor não pode ser alterada, em função das necessidades do
processo, tem-se o pH e a concentração de sílica na água da caldeira como
variáveis para o controle.
A concentração de hidroxila (OH-) livre é um fator importante para acomodar
a sílica contida na água de caldeira, pois aumenta a sua solubilidade (COSTA,
PACE e TRUMBETTA, 1988). Isto faz diminuir a volatilização da sílica, o que resulta
na redução das concentrações no vapor produzido, bem como minimiza a formação
de complexos de sílica que formam depósitos insolúveis nos tubos da caldeira onde
há grandes fluxos de calor.
Referencial teórico
53
De acordo com Barrett e outros (1971) e Navitsky e Grabowski (1988),
concentrações de sílica no vapor de até 20 ppb não causam problemas nas turbinas.
Considerando este limite, Coulter, Pirsch e Wagner (1956) citados por Costa e
Brestel (1989) levantaram curvas de volatilidade da sílica em função do pH e da
concentração de sílica na água da caldeira. A figura 2.4 mostra como variam os
limites máximos de concentração de sílica na água do tubulão em função da
pressão, de modo que a volatilização da sílica resulte em uma concentração no
vapor de 20 ppb.
Observa-se na figura 2.4 que:
9 Quanto maior for a pressão, menores serão os limites de
concentração de sílica que precisam ser mantidos na água da
caldeira.
9 O aumento do pH permite que as concentrações de sílica na água da
caldeira possam ser um pouco maiores.
6
Concentração de sílica na água
da caldeira (ppm)
5
pH 8,8
pH 9
pH 9,5
pH 10
4
3
2
1
0
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
pressão (bar)
Figura 2.4 – Curvas de volatilidade da sílica, mostrando as concentrações
máximas na fase líquida do tubulão da caldeira para que o limite
de 20 ppb no vapor não seja ultrapassado.
[Fonte: (COUTLER, PIRSCH e WAGNER, 1956 apud COSTA e
BRESTEL, 1989)]
Referencial teórico
54
O teor de impurezas na água da caldeira, especialmente a sílica, afeta
diretamente a pureza do vapor produzido (NAVITSKY e GRABOWSKI, 1988). Para
isto, há três fatores que são determinantes no processo de geração de vapor:
9 Qualidade da água de reposição – O processo de purificação da água
bruta para a produção da água de reposição dos sistemas de geração
de vapor é de fundamental importância, pois é através dessa corrente
que as impurezas são introduzidas na água da caldeira.
9 Tratamento químico da água da caldeira – O papel desse tratamento
é manter sob controle o potencial dos problemas que as impurezas
presentes na água da caldeira, mesmo em baixas concentrações,
podem
causar,
como:
corrosão,
formação
de
depósitos
e
contaminação do vapor.
9 Purga do tubulão – A purga consiste numa retirada contínua ou
intermitente de uma fração da água da caldeira, tendo como função
manter as concentrações das impurezas abaixo de limites que
assegurem a não ocorrência de problemas tanto para a caldeira
quanto para os usuários do vapor.
2.8.2.
Purga e o controle químico da água do gerador de vapor
A concentração das impurezas dissolvidas na água da caldeira, se não for
adequadamente controlada, pode levar a falha dos tubos, por corrosão, e danos às
turbinas que recebem o vapor, sendo estes causados pela formação de depósitos
nas palhetas (COSTA e BRESTEL, 1989). Por isto, a água usada na geração de
vapor em sistemas de alta pressão requer um controle rigoroso de qualidade, tendo
uma grande lista de parâmetros que precisam, obrigatoriamente, ser controlados.
De acordo com Boureé e outros (1982), qualquer descontrole no sistema de
tratamento da água de alimentação, que permita a perda de especificação dos
parâmetros estabelecidos, pode causar sérios problemas para a caldeira e para as
turbinas que usam o vapor. Tais problemas podem ser classificados em três grupos:
9 incrustação e formação de depósitos;
Referencial teórico
55
9 corrosão;
9 arraste de impurezas pelo vapor;
Segundo Navitsky e Gabrielli (1979), quando o calor é transferido através dos
tubos, existe um gradiente entre a temperatura da superfície interna do tubo e a
temperatura no centro do fluido circulante. À medida que a água evapora, os sais
dissolvidos concentram no filme líquido, resultando numa grande diferença entre as
concentrações dos sais nesse filme e no centro do fluxo. Esses sais tendem a
formar depósitos nas paredes dos tubos, fato este verificado em todas as caldeiras,
variando apenas a intensidade, em função do tipo de tratamento aplicado e do rigor
com que o controle é feito.
Ainda segundo Navitsky e Gabrielli (1979), esses depósitos funcionam como
uma barreira isolante, dificultando a transferência de calor, em virtude da baixa
condutividade térmica. Essa barreira ao fluxo de calor faz aumentar a temperatura
dos tubos, podendo ultrapassar o limite suportável pelo material e causar ruptura
com parada de emergência.
Para evitar esses inconvenientes altamente danosos à operação da caldeira e
dos usuários de vapor, é necessário controlar as concentrações das impurezas
dissolvidas na água circulante, de modo que estas fiquem abaixo de limites
preestabelecidos (SANTOS, 1997). Para isto, deve ser mantida uma retirada
contínua ou intermitente de água através da purga.
A purga consiste numa saída de água do sistema e, sob diversos aspectos,
representa uma perda (US DEPARTMENT OF ENERGY, 2002):
9 Perda de energia – A água no tubulão encontra-se saturada na
pressão de trabalho da caldeira e, ao ser descartada através da
purga, leva consigo a fração da energia que foi fornecida pelo
combustível para fazer o aquecimento até este estado, diminuindo a
geração de vapor.
9 Perda de água – Se não for feito o reuso ou reciclo, a água de purga
é perdida para o sistema de efluentes.
9 Perda de produtos químicos – Uma parte dos produtos injetados na
água da caldeira para fazer o controle dos parâmetros químicos é
Referencial teórico
56
perdida através da purga, aumentando os custos de produção e a
carga de contaminantes lançada nos corpos receptores.
Por outro lado, se a purga não for suficiente, serão formados depósitos e
incrustações nos tubos da caldeira, resultando na diminuição das taxas de
transferência de calor e falha por corrosão e superaquecimento (SEVERNS e outros,
1975). Além disto, poderá ocorrer a contaminação do vapor produzido com sílica e
outras impurezas, causando danos às turbinas (NAVITSKY e GRABOWSKI, 1988).
Pelo acima exposto, a purga ainda é uma perda que faz parte processo de
geração de vapor. Por outro lado, é necessário que seja mantido um controle
sistemático sobre os parâmetros químicos que determinam os limites que precisam
ser obedecidos, para que vazões adicionais de purga não venham a ser perdas
desnecessárias.
2.9.
SISTEMA DE DISTRIBUIÇÃO DE VAPOR
Na maioria dos casos é impraticável transferir para o processo o calor
extraído do combustível, no ponto onde existe a demanda. Normalmente o calor é
transferido para um fluido que serve como meio de transporte da energia até o
equipamento ou sistema consumidor.
Dentre os meios de transporte de energia térmica na indústria, o vapor de
água é o mais usado, em razão das suas propriedades. Assim, as redes de
distribuição de vapor são sistemas de vias de transporte de energia que interligam
os pontos de produção e os consumidores (INSTITUTO BRASILEIRO DE
PETRÓLEO, 1984). Esses sistemas têm como função servir aos diversos usuários
de vapor, de modo a atender suas necessidades em termos de vazão, pressão e
temperatura (BOURÉE, 1982).
De acordo com Harrell (2002), durante o transporte do vapor há tendência
de dissipação de parte da energia de forma irreversível, podendo ocorrer das
seguintes formas:
9 perdas de calor para o ambiente;
9 perda de carga na tubulação;
9 vazamentos de vapor.
Referencial teórico
57
Como as demandas do processo precisam ser atendidas, as perdas de
energia durante a distribuição do vapor terão que ser compensadas com uma
equivalente produção adicional por parte da fonte geradora, resultando num maior
consumo de combustível, maior consumo de água e maior emissão de poluentes
(HOOPER e GILLETTE, 1994).
2.9.1.
Perdas de calor para o ambiente
De acordo com SOARES (1982), as perdas térmicas numa rede de
distribuição de vapor podem ocorrer durante a partida ou na operação normal em
regime de trabalho. No primeiro caso, as perdas de calor são para promover o
aquecimento da tubulação desde a temperatura ambiente até a temperatura do
vapor na condição normal de operação. O cálculo da quantidade de calor
necessária para fazer o aquecimento da tubulação pode ser feito através da
Qa = MT c (Tv - Ta)
(2.1)
seguinte expressão.
Onde:
Qa
– Quantidade de calor necessária para fazer o aquecimento da
tubulação, [kJ/m].
MT – Massa da tubulação por unidade de comprimento, [kg/m].
c
– Calor específico do material da tubulação, [kJ/kg K].
Tv
– Temperatura normal de operação do vapor, [K].
Ta
– temperatura ambiente, [K].
Para redes de distribuição de vapor que operam continuamente durante
longos períodos, a perda de calor para o aquecimento da tubulação é pouco
significativa, pois representa perdas pontuais que ocorrem apenas durante a partida
do sistema.
Referencial teórico
58
As perdas de energia para o ambiente durante o regime de operação
normal da tubulação resultam da combinação dos mecanismos de transferência de
calor: condução, convecção e radiação (SOARES, 1982). Essas perdas podem ser
significativas e atingir valores que causam comprometimento ao desempenho dos
equipamentos que usam o vapor.
De acordo com Ludwig (1999), a transferência de calor para o meio
ambiente através da superfície de um tubo com ou sem isolamento térmico se dá
por convecção e radiação, podendo ser representada pela expressão a seguir.
Q = Q c + Qr
(2.2)
Onde:
Q – Perda de calor para o meio ambiente, [W/m].
Qc – Perda de calor por convecção, [W/m].
Qr – Perda de calor por radiação, [W/m].
Ainda segundo Ludwig (1999), as perdas de calor por radiação são
normalmente bem mais significativas que as perdas por convecção.
De acordo com Kern (1999), a parcela da perda de calor por radiação pode
ser calculada pela equação apresentada a seguir.
Qr = ε π De σ (Ts4 - Ta4)
(2.3)
Onde:
ε – Emissividade do material da superfície.
π – Constante de proporcionalidade entre o comprimento de uma
circunferência e o seu raio.
De – Diâmetro externo do tubo com isolamento térmico, [m].
σ – Constante de Stefan – Boltzmann, [5,670 x 10-8 W/m2 K4].
Ts – Temperatura da superfície externa, [K].
A perda de calor por convecção em tubulações que operam com
temperaturas superiores à temperatura do ambiente e em espaço aberto se dá por
convecção natural. Em tais casos a convecção se origina quando gradientes de
Referencial teórico
59
temperaturas geram diferentes densidades na massa de ar que, sob efeito do
campo gravitacional, induz a formação de correntes de convecção natural
(INCROPERA e DEWITT, 1992). De acordo com o autor, o cálculo da perda de
calor por convecção pode ser feito através da expressão apresentada a seguir.
Qc = hc π De (Ts – Ta)
(2.4)
Onde:
hc – coeficiente de transferência de calor por convecção, [W/m2 K].
O cálculo do coeficiente hc para convecção natural em superfícies
cilíndricas horizontais pode ser determinado a partir da expressão para o cálculo do
número de Nusselt médio (Nu) sobre a superfície de um cilindro isotérmico
(CHURCHILL e CHU, 1975 apud INCROPERA e DEWITT, 1992), cuja equação é
mostrada a seguir.
hc De
0,387 RaD1/6
= Nu =
0,60 +
k
2
(2.5)
[1 + (0,559/Pr)9/6]8/27
Onde:
k – Condutividade térmica do fluido, [W/m K].
RaD – Número de Rayleigh que é dado pela seguinte expressão
g β (Ts – Ta) De3
RaD =
να
(2.6)
Pr – Número de Prandtl que é dado pela seguinte expressão
cp μ
Pr =
k
g – Aceleração da gravidade, [9,8 m/s2].
β – Coeficiente de expansão térmica, [K-1].
ν – Viscosidade cinemática, [m2/s].
α – Difusividade térmica, [m2/s].
(2.7)
Referencial teórico
60
cp – Calor específico à pressão constante, [kJ/kg K].
μ – Viscosidade, [kg/m s].
Observando-se as expressões (2.3) e (2.4) percebe-se que as perdas de
calor por radiação (Qr) e por convecção natural em superfícies cilíndricas
horizontais (Qc) dependem da temperatura da superfície externa. Assim, no caso de
tubulações de vapor, o dimensionamento do isolamento térmico bem como o seu
estado de conservação são fatores decisivos na determinação da temperatura das
superfícies que ficam expostas ao meio, fazendo com que esses fatores sejam
determinantes na perda de energia, durante a operação em regime permanente.
Outro aspecto que pode ser observado pela comparação das equações
(2.3) e (2.4) é que a perda de calor por radiação (Qr) depende fortemente da
temperatura da superfície externa da tubulação, enquanto a perda de calor por
convecção (Qc) depende fracamente dessa temperatura. Assim, quanto maiores
forem as temperaturas das superfícies externas da tubulação, maior será o
predomínio da perda de calor por radiação em relação à perda por convecção.
2.9.2. Vazamentos de vapor
É comum encontrar-se em sistemas de distribuição de vapor certa
quantidade de vazamentos (SOARES, 1982). Tais vazamentos localizam-se
principalmente em flanges, uniões e válvulas.
Geralmente, os orifícios por onde ocorrem os vazamentos de vapor são
bem pequenos, o que daria perdas localizadas também pequenas. Porém, o que
ocorre é que o número desses vazamentos é normalmente muito grande,
principalmente em sistemas de grande porte, fazendo com que a perda total de
água e energia seja bastante significativa (HOOPER e GILLETTE, 1994).
Apesar das perdas de vapor por vazamentos poderem representar grandes
desperdícios de água e energia nos sistemas de geração, distribuição e uso do
vapor (ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL, 2005), a quantificação
dessas perdas é muito difícil de ser realizada, pois requer que se conheça, além
dos dados de processo do vapor – pressão e temperatura –, o número de
Referencial teórico
61
vazamentos e o diâmetro equivalente de cada orifício. O número de vazamentos
pode ser obtido, com baixo grau de incerteza, através da contagem, mas o diâmetro
equivalente de cada furo é muito difícil de ser determinado em uma instalação
industrial, obrigando que os cálculos sejam feitos por estimativa e com um grau de
incerteza muito elevado.
2.9.3.
Purgadores
Normalmente nos sistemas de distribuição de vapor há a presença de
elementos que prejudicam a sua utilização. Dentre esses elementos, o condensado
é um dos mais importantes, pois a sua presença traz uma série de inconveniências
que vão desde danos às tubulações e equipamentos até restrições ao processo
causadas pela diminuição da eficiência no uso do vapor (PAGY, 1984).
A formação de condensado nas linhas que transportam vapor ocorre em
função da troca de calor entre a tubulação e o meio ambiente (MUSTAFA, 1998).
Os mecanismos segundo os quais ocorre a transferência de calor foram
apresentados no item 2.9.1, podendo esse fenômeno ocorrer mesmo estando as
linhas com isolamento térmico.
De acordo com Teles (1984), o aparecimento de condensado nas
tubulações dos sistemas de distribuição de vapor pode ainda ter outras causas,
como:
9 precipitação da umidade em tubulações que transportam vapor úmido;
9 arraste de água em conseqüência de falha no vaso separador de vapor
da caldeira.
Considerando-se os problemas que o condensado traz para os sistemas de
distribuição e uso do vapor, a sua presença precisa ser evitada. De acordo com
ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL (2005), para fazer esse controle,
inicialmente devem ser tomadas medidas para minimizar o aparecimento do
condensado. Posteriormente, caso o vapor continue ainda a apresentar demasiada
umidade, deverão ser instalados dispositivos – denominados purgadores de vapor –
em pontos estratégicos da rede para assegurar a separação e drenagem do
condensado.
Referencial teórico
62
De acordo com Teles (1984), purgadores de vapor são dispositivos
automáticos que separam e eliminam o condensado formado nas tubulações do
sistema de distribuição, não permitindo que haja fuga de vapor para fora do
sistema.
Purgador é um elemento fundamental num sistema de distribuição vapor,
funcionando como interface entre a rede de distribuição e o sistema de recuperação
de condensado. Por outro lado, pode também ser responsável por imensas perdas
de água e energia (SOARES, 1984). Por esse motivo, três aspectos precisam ser
considerados quando se trata da sua aplicação:
9 a escolha do tipo mais adequado;
9 o correto dimensionamento e localização;
9 um plano de inspeção e manutenção que garanta o perfeito
funcionamento ao longo do tempo.
Segundo ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL (2005), a
utilização correta dos purgadores começa logo no seu processo de seleção.
Existem purgadores de diferentes concepções tecnológicas, que podem ser
agrupados em três tipos:
9 Purgadores mecânicos – Funcionam pela diferença de densidade
entre o vapor e o condensado. Apresentam também uma elevada
capacidade de descarga, aliada a uma boa adaptabilidade a diversas
pressões diferenciais.
9 Purgador termodinâmico – É o purgador mais simples de todos,
funcionando pela diferença de pressões entre o vapor "vivo" e o vapor
de reevaporação produzido pelo condensado. É amplamente utilizado,
pois apresenta um bom comportamento, mesmo em condições muito
severas.
9 Purgadores termostáticos – Funcionam por diferença de temperatura
entre o vapor e o condensado. São dispositivos pequenos e
compactos,
com
uma
elevada
capacidade
de
descarga
de
condensado e que permitem, igualmente, eliminar o ar aprisionado na
tubulação durante a partida das instalações de distribuição de vapor.
Referencial teórico
63
Tão importante quanto a escolha do tipo mais adequado para uma
instalação, o dimensionamento dos purgadores deve merecer especial atenção
(SOARES, 1984). Purgadores com orifícios sub-dimensionados não irão cumprir a
sua função que é a de drenar todo condensado e manter o vapor seco. Por outro
lado, em caso de falha, os purgadores com orifícios superdimensionados irão
apresentar grandes perdas de vapor, pois estas são proporcionais ao diâmetro
desses orifícios.
Por serem elementos que operam em condições cíclicas e relativamente
severas, os purgadores sofrem grande desgaste, estando sujeitos a altas taxas de
falha. De acordo com ASSOCIAÇÂO EMPRESARIAL DE PORTUGAL (2005),
esses elementos precisam ter um controle freqüente do seu funcionamento e de
uma manutenção regular, pois, em caso de avaria, permitirá a passagem livre de
vapor após a drenagem do condensado. Essa passagem de vapor é denominada
de vazamento do purgador e pode resultar em grande perda de água e energia.
Todo gerenciamento de sistemas de distribuição de vapor deve incluir a
monitoração dos purgadores como ferramenta básica para identificar vazamentos e
reduzir perdas (SPIRAX SARCO, 2005). Vazamentos de vapor são custosos tanto
no sentido financeiro quanto ambiental, requerendo, portanto atenção para que o
funcionamento desses elementos de purga do condensado ocorra de forma
adequada.
A manutenção periódica dos purgadores é um importante meio de se reduzir
o consumo de energia e os custos (COX, 2004). Para reduzir essas perdas, deve-se
empregar um método apropriado de teste para identificar vazamentos, fazer o reparo
e quando necessário, fazer a troca dos que não estiverem funcionando
corretamente.
A verificação do funcionamento dos purgadores pode ser realizada por
diferentes métodos, sendo a utilização de estetoscópio ou de aparelho de ultra-som
os que apresentam resultados mais confiáveis. Se o purgador apresenta
vazamento, a perda irá depender das dimensões do orifício de passagem e da
pressão do vapor. Para estimar a perda, SPIRAX SARCO (2005) propõe uma
tabela cujos dados foram representados sob a forma gráfica na figura 2.5.
Referencial teórico
64
Figura 2.5 - Estimativa da perda de vapor por vazamento em purgadores
[Fonte: SPIRAX SARCO (2005)]
2.10.
CONCEITOS TERMODINÂMICOS
O balanço de massa aplicado a um volume de controle se baseia na lei de
conservação da matéria, pela qual esta pode ser transformada, mas não pode ser
destruída. Assim, em um volume de controle como o apresentado na figura 2.6,
para um dado período de tempo, o somatório dos fluxos de massa e estoque é
constante, como se apresenta na expressão a seguir.
ΣMentrada = ΣMsaída + ΔMestoque
Onde:
ΣMentrada – Somatório dos fluxos de massa na entrada.
ΣMsaída – Somatório dos fluxos de massa na saída.
ΔMestoque – Variação do estoque.
(2.8)
Referencial teórico
65
Para um processo em regime permanente, no qual não ocorrem alterações
com o tempo, a variação de estoque é nula (ΔMestoque
= 0). Nesse caso, os
somatórios dos fluxos de entrada e saída são iguais. Esta situação tem grande
interesse prático, pois na maioria dos casos se está interessado em sistemas
operando em condição normal ou estável (SANTOS e outros, 2001).
ΣMentrada
Processo
ΣMsaída
ΔMestoque
Figura 2.6 – Aplicação da lei de conservação da matéria em um volume de
controle genérico
2.10.1. Entalpia e a primeira lei da termodinâmica
Pela lei de conservação de energia, ou primeira lei da termodinâmica, podese efetuar balanços energéticos em volumes de controle que representam processos
em um equipamento, conjunto de equipamentos ou numa unidade inteira, e
determinar as perdas e rendimento (SANTOS, 2001). Esses balanços permitem
quantificar os fluxos e as transformações energéticas nesses processos sem,
contudo avaliar a qualidade da energia envolvida (ALMEIDA, 2005).
Para o caso particular de volumes de controle de um sistema de vapor em
regime permanente, onde as variações de energia potencial e cinética são
desprezíveis, o balanço energético que representa a primeira lei da termodinâmica é
dado pela seguinte expressão.
m1 h1 – m2 h2 = Qrev – W
(2.9)
Onde:
m1 – Vazão da corrente na entrada no volume de controle.
m2 – Vazão da corrente na saída no volume de controle.
h1 – Entalpia da corrente na pressão e temperatura de entrada do volume
de controle.
Referencial teórico
66
h2 – Entalpia da corrente na pressão e temperatura de saída do volume de
controle.
Qrev – Calor reversível fornecido ao volume de controle.
W – Trabalho útil produzido.
A eficiência energética de um equipamento ou sistema nessa condição é
determinada pela razão entre o trabalho útil extraído (W) em função do fluxo
energético total fornecido (Q). Assim, para uma caldeira, a eficiência energética
corresponde à relação entre o fluxo energético absorvido pelo fluido de trabalho
(água e vapor) e o fluxo de calor total fornecido pelo combustível, conforme a
expressão 2.10. Da mesma forma, para uma termelétrica sem co-geração, sua
eficiência energética é dada pela razão entre a potência motriz líquida extraída e o
fluxo de calor total fornecido pelo combustível, conforme a expressão 2.11.
ηenerg =
ηenerg =
m1 h1 - m2 h2
(2.10)
QT
W
(2.11)
QT
ηenerg – Eficiência energética do sistema.
QT – Calor total fornecido.
W – Trabalho útil produzido.
2.10.2. Entropia e a segunda lei da termodinâmica
A segunda lei da termodinâmica está relacionada com a direção do fluxo
energético e a qualidade da energia. Dentre os enunciados desta lei, um dos mais
freqüentemente usado é o de Clausius que diz ser impossível para qualquer sistema
operar de tal modo que o único resultado seja a transferência de energia por calor
de um corpo frio para um corpo quente, espontaneamente.
O enunciado de Clausius não exclui a possibilidade de transferir energia
através do calor de um corpo frio para um corpo quente. Entretanto, para que isto
ocorra é necessário haver outro efeito sobre o sistema (LORA e NASCIMENTO,
2004).
Referencial teórico
67
Em termos gerais, a aplicação da segunda lei da termodinâmica a um
sistema fechado é representada pela espressão diferencial mostrada a seguir, em
que a igualdade refere-se a processos reversíveis, enquanto que a desigualdade
refere-se a processos irreversíveis.
δQ
dS >
(2.12)
T
Onde:
S – Entropia.
Q – Calor.
T – Temperatura absoluta.
A entropia é uma propriedade termodinâmica extensiva que permite
identificar e quantificar as irreversibilidades numa mudança de estado. Dentre outras
formas, a entropia pode ser determinada pela seguinte expressão.
s2 - s1 =
∫
T2
δQrev
(2.13)
T
T1
Onde:
s1 e s2 – Entropia no estado inicial e final, respectivamente.
2.10.3. Exergia e irreversibilidades
A exergia é a propriedade que expressa a máxima quantidade de trabalho
que pode ser obtida num sistema a partir do desequilíbrio mecânico, térmico e
químico do mesmo com um determinado sistema de referência (LORA e
NASCIMENTO). Desconsiderando os efeitos magnéticos, nucleares, elétricos e de
tensão superficial, pode-se dizer que a exergia é composta por quatro parcelas:
física, química, cinética e potencial.
O cálculo da exergia específica (ε) é dado pela seguinte expressão:
ε = εf + εq + εc + εp
(2.14)
Referencial teórico
68
A exergia física (εf) corresponde ao máximo trabalho que pode ser obtido
pelo sistema desde um estado inicial a uma temperatura T e uma pressão P até um
estado final com T0 e P0, sendo este último o meio ambiente de referência. O cálculo
desta componente da exergia é dado pala expressão seguinte.
εf = (h1 – h0) – T0 ( s1 – s0)
(2.15)
A exergia química (εq) expressa o máximo trabalho que pode ser obtido a
partir da diferença da composição química de um sistema com relação ao meio
ambiente. Em um sistema de geração de vapor, a exergia química está vinculada à
combustão e corresponde às transformações dos componentes do combustível em
compostos estáveis existentes no ar atmosférico. Para o cálculo da exergia química
dos combustíveis, considera-se que existe uma relação entre o seu poder calorífico
inferior (PCI) e sua exergia química (SZARGUT, MORRIS e STEWARD, 1988). Esta
relação é dada pela expressão apresentada a seguir.
Φ =
εq
(2.16)
PCI
Onde:
Φ – Razão entre a exergia química do combustível e o seu PCI
PCI – Poder calorífico inferior para as condições de referência do meio
ambiente.
Para cada combustível, o cálculo de Φ é feito com base na composição
elementar (C, H, N, S, O) e na fração mássica de água.
A exergia potencial (εp) corresponde à capacidade de realizar trabalho
através da força do campo gravitacional, sendo dada pela seguinte expressão.
εp = g z
(2.17)
Onde:
g – Aceleração local do campo gravitacional.
z – Distância do centro de gravidade do sistema a um ponto de referência
horizontal.
Referencial teórico
69
A exergia cinética (εc) corresponde à capacidade de transformar a
quantidade de movimento de um fluido em trabalho, sendo dada pela seguinte
expressão.
εc = ½ V2
(2.18)
Onde, V é a velocidade relativa ao meio ambiente de referência.
O balanço exergético num volume de controle em regime estacionário, em
que uma substância entra numa condição inicial e sai numa condição final, é dado
pela expressão (2.19) a seguir. Esse balanço mostra que a variação da exergia ao
cruzar o volume de controle corresponde ao calor reversível absorvido pelo sistema
adicionado ao trabalho extraído deste e às irreversibilidades (SHUKUYA e
HAMMACHE, 2002).
Exent + ExQ = Exsaída + W + I
(2.19)
Onde:
Exent – Exergia total na entrada.
Exsaída – Exergia total na saída.
ExQ = Exergia referente ao calor reversível absorvido.
W – Trabalho útil produzido.
I – Irreversibilidades.
As irreversibilidades dos processos reais decorrem das imperfeições que
estes apresentam, fazendo com que nessas transformações ocorra sempre o
aumento de entropia. Na geração de entropia, é perdido como calor um potencial
para produzir trabalho, ou seja, a energia se degrada em qualidade (SANTOS e
outros, 2001).
De acordo com KOTAS (1985), as irreversibilidades de um processo podem
ser determinadas pela expressão de Gouy-Stodola apresentada a seguir. O teorema
de Gouy-Stodola relaciona a entropia gerada e o trabalho perdido, também chamado
de irreversibilidade.
I = To [(m2 s2 – m1 s1) – Σ (Qr / Tr)
(2.20)
Referencial teórico
70
Onde:
m1 = Vazão da substância na entrada.
m2 = Vazão da substância na saída.
s1 = Entropia da substância na entrada.
s2 = Entropia da substância na saída.
Qrev = Calor reversível.
Tr = Temperatura na qual ocorre a transferência de calor reversível.
A eficiência exergética convencional de um processo pode ser descrita pela
relação entre a exergia que sai do volume de controle e a exergia que entra neste,
conforme mostra a expressão a seguir. Esta eficiência dá uma visão do grau de
perfeição termodinâmica do processo, principalmente quando a exergia que entra é
transformada em componentes exergéticos diferentes (SHUKUYA e HAMMACHE,
2002).
ηexerg =
Exsaída + W
(2.21)
Exent + ExQ
Onde:
ηexerg = Eficiência exergética convencional ou grau de perfeição
termodinâmica.
A análise exergética de um processo feita de forma global mostra o grau de
perfeição termodinâmica como um todo, sem considerar as diversas partes
componentes. Numa análise detalhada, pode-se identificar os equipamentos onde
ocorrem as maiores irreversibilidades, uma vez que a ineficiência é atribuída ao
equipamento que gera aumento de entropia (TORRES, 1999).
Num sistema de vapor, onde ocorre geração, distribuição e uso, há
irreversibilidades nessas três etapas do ciclo, o que resulta numa diminuição da
eficiência exergética global do sistema. Particularmente na etapa de uso do vapor
onde há a expansão em turbinas para produzir trabalho, o aumento das
irreversibilidades, além de significar perda exgerética, termina por causar o aumento
das vazões do vapor exaurido de baixa pressão, o que pode implicar em dificuldades
no equilíbrio dos balanços de massa entre a geração e o consumo, podendo resultar
Referencial teórico
71
também na perda de água e energia pelo lançamento do vapor excedente para a
atmosfera.
2.11.
CONCLUSÃO SOBRE O REFERENCIAL TEÓRICO
Com base no conhecimento aqui exposto, há muitos pontos num sistema
de geração, distribuição e uso de vapor por onde podem ocorrer perdas de água e
energia. Pode-se apontar como principais focos de atenção a serem explorados, os
seguintes pontos:
9 Perda de água e energia pela purga dos sistemas de geração de
vapor – caldeiras, fornos de pirólise e fornos de processo.
9 Perda de calor para o ambiente pela rede de distribuição de vapor.
9 Perda de água e energia pelos purgadores de vapor da rede de
distribuição.
Capítulo 3
72
3.
METODOLOGIA
3.1.
INTRODUÇÃO
O desenvolvimento desse trabalho compreendeu três etapas cujos objetivos
específicos se completam. Essas etapas foram:
♦
Balanço de água no sistema de geração de vapor – O objetivo
dessa etapa foi estimar a perda global de água no sistema bem como
avaliar o índice de renovação a partir do suprimento de fonte externa.
♦
Identificação e quantificação das perdas de água e energia – O
objetivo dessa etapa foi identificar e estimar quantitativamente as
perdas de água e energia que ocorrem ao longo do sistema de
geração, distribuição e uso de vapor, possibilitando definir uma ordem
de prioridades na elaboração de um plano de ação para corrigir essas
disfunções.
♦
Apresentação de resultados de melhorias implantadas – O objetivo
dessa etapa foi mostrar a viabilidade da implantação de ações para
reduzir as perdas de água e energia no sistema de vapor, abordando
aspectos econômicos e ambientais.
Nos itens a seguir serão apresentadas as metodologias que foram usadas
em cada etapa.
3.2.
BALANÇO DE ÁGUA NO SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR
Para fazer o balanço de água no sistema de geração de vapor, foi feito
inicialmente um fluxograma básico para cada um dos três subsistemas onde há
geração primária de vapor, conforme descrição dos processos apresentada no
Apêndice A. A definição dos subsistemas é mostrada a seguir.
♦
Subsistema 1 – Composto pelas seis caldeiras da Unidade
Termoelétrica, pelos sistemas de preparação da água de alimentação e
pelas bombas de alimentação.
Metodologia
♦
73
Subsistema 2 – Formado pelos doze fornos de pirólise da planta de
Olefinas 1 e por quatro fornos de processo da planta de Aromáticos 1.
Compreende também os sistemas de recuperação de condensado, de
preparação da água de alimentação e das bombas de alimentação.
♦
Subsistema 3 – compreende dez fornos de pirólise da planta de
Olefinas 2, bem como os sistemas de recuperação de condensado, de
preparação da água de alimentação e de bombeamento.
As figuras 3.1, 3.2 e 3.3 mostram respectivamente os fluxogramas desses
subsistemas, nos quais se pôde estabelecer volumes de controle e fazer os
balanços de água. Na etapa seguinte, foi feita a caracterização das correntes que
entram e saem de cada volume de controle, tendo-se como objetivo identificar os
dados disponíveis, as formas de aquisição e armazenamento, bem como a
existência de dados históricos para que se pudesse fazer a comparação dos
balanços em diferentes períodos.
Finalmente, com os balanços de água de cada subsistema, pôde-se compor
o balanço global do sistema de geração de vapor da UNIB e analisar os resultados
encontrados para diferentes períodos, através do cálculo dos seguintes indicadores:
9 Percentual de perda de água no sistema de geração de vapor.
9 Percentual de renovação de água a partir de fontes externas.
9 Percentual de reciclo.
Figura 3.1 – Volume de controle do subsistema 1 (caldeiras)
Metodologia
74
Figura 3.2 – Volume de controle do subsistema 2 (Fornos de pirólise de Olefinas 1
e fornos de processo de Aromáticos 1)
Figura 3.3 – Volume de controle do subsistema 3 (Fornos de pirólise de Olefinas 2)
Metodologia
3.2.1.
75
Caracterização dos volumes de controle
O sistema de vapor da UNIB é composto de quatro coletores com diferentes
pressões, conforme os dados apresentados na tabela 3.1. Esses coletores recebem
o vapor de fontes primárias de geração ou de exausto de turbinas e fazem a
distribuição para os diversos usuários dentro da própria UNIB e para 28 empresas
do Pólo Petroquímico.
Tabela 3.1 – Caracterização dos coletores de vapor
Denominação do
Pressão
manométrica
Temperatura
coletor
(bar)
(oC)
V-124
124
538
V-44
44
390
V-16
16
280
V-4,6
4,6
180
De acordo com os dados apresentados no Apêndice A, cerca de 97 % da
geração primária de vapor é feita na pressão de 124 bar, compreendendo as
caldeiras e os fornos de pirólise. Há também uma pequena geração, em torno de
3%, na pressão de 16 bar, que é feita nos fornos de processo da planta de
Aromáticos 1. A caracterização de cada subsistema onde ocorre geração de vapor é
mostrada a seguir.
3.2.1.1. Subsistema 1 – Caldeiras da UTE
O volume de controle para o balanço de água neste subsistema foi
representado esquematicamente conforme a figura 3.1, cujas correntes de entrada
são: água desmineralizada proveniente da Unidade de Tratamento de Água (UTA),
condensado do turbo gerador com condensação, vapor de exausto das turbinas da
Unidade Termelétrica (UTE), vapor de 4,6 bar para os desaeradores e condensado
Metodologia
76
dos preaquecedores de água das caldeiras. Estas correntes são direcionadas para
os desaeradores, onde ocorre a preparação da água que vai alimentar as caldeiras.
Quanto às correntes de saída do volume de controle, tem-se o vapor de 124
bar, que é gerado a partir do fornecimento de energia térmica a água de alimentação
nas caldeiras, e a purga, que consiste de uma retirada contínua de água para ajuste
das concentrações das impurezas na água que circula em cada caldeira.
A caracterização das correntes de entrada e saída do volume de controle,
quanto aos dados para o balanço, foi feita conforme segue:
9
Água desmineralizada proveniente da UTA – Essa corrente possui
medição de vazão com aquisição e armazenamento automático dos
dados.
9
Condensado do turbo gerador com condensação – Essa corrente
também possui medição de vazão com aquisição e armazenamento
automático dos dados.
9
Vapor de exausto proveniente das turbinas da UTE – Essa corrente não
possui medição de vazão. Para fazer a estimativa do seu valor, admitiuse que as turbinas que compõem essa corrente operam na condição
nominal de projeto, cujas vazões constam nas folhas de dados
fornecidas pelo fabricante do equipamento.
9
Vapor de 124 bar – Essa corrente possui medição de vazão com
aquisição e armazenamento automático dos dados.
9
Purga das caldeiras – Essa corrente não possui medição de vazão,
porém pode ser calculada através do balanço de massa de uma
impureza chave na água da caldeira, conforme a metodologia
apresentada no capítulo 4 (item 4.3.1).
9
Vapor de 4,6 bar para os desaeradores – Essa corrente também não
possui medição de vazão. Porém, cada desaerador opera numa pressão
fixa conhecida e no ponto de saturação, permitindo que a vazão desse
vapor possa ser determinada através de balanços de massa e energia.
Metodologia
77
Fazendo esses balanços no volume de controle da figura 3.1, obtém-se
a seguinte expressão para a vazão de vapor de 4,6 bar que alimenta os
desaeradores:
(V124 + mp) (hAD – hCOND) + AGD (hCOND – hAGD) + EX (hCOND – hEX)
(3.1)
V4,6 =
(hV4,6 – hCOND)
Onde:
V4,6 = Vazão de vapor de 4,6 bar para os desaeradores, [kg/h]
V124 = Vazão de vapor de 124 bar gerado nas caldeiras, [kg/h].
mp = Vazão de purga das caldeiras, [kg/h].
AGD = Vazão de água desmineralizada proveniente da UTA, [kg/h].
EX = Vazão de vapor exausto proveniente das turbinas da UTE, [kg/h].
hAD = Entalpia da água saturada na pressão do desaerador, [kJ/kg]
hCOND = Entalpia do condensado proveniente dos preaquecedores de
água das caldeiras, [kJ/kg].
hAGD = Entalpia da água desmineralizada (subresfriada à temperatura
ambiente), [kJ/kg].
hEX = Entalpia do vapor exausto proveniente das turbinas da UTE,
[kJ/kg].
hV4,6 = Entalpia do vapor de 4,6 bar superaquecido a 180 oC, [kJ/kg].
9
Condensado dos preaquecedores de água das caldeiras – Essa
corrente também não possui medição de vazão. Porém, através do
balanço de massa no volume de controle da figura 3.1 e conhecendo-se
a vazão de vapor de 4,6 bar determinada pela equação (3.1), pode ser
calculada através da seguinte expressão.
COND = V124 + mp – V4,6 – EX – AGD
(3.2)
Onde:
COND = Vazão de condensado proveniente dos preaquecedores de
água das caldeiras, [kg/h].
Metodologia
78
3.2.1.2. Subsistema 2 – Fornos de pirólise de Olefinas 1 e fornos de processo
de Aromáticos 1
O volume de controle para o balanço de água neste subsistema foi
representado esquematicamente conforme a figura 3.2, cujas correntes de entrada
são: água desmineralizada proveniente da UTA, condensado de trocadores de calor
que usam vapor no processo e vapor de 4,6 bar para o desaerador. Estas correntes
são direcionadas para o desaerador, onde ocorre a preparação da água que vai
alimentar os fornos para recuperação de calor e geração de vapor.
Quanto às correntes de saída do volume de controle, tem-se: vapor de 124
bar, que é gerado nos fornos de pirólise da planta de Olefinas 1, vapor de 16 bar
gerado nos fornos de processo da planta de Aromáticos 1 e purga dos tubulões de
cada forno envolvido nesse subsistema.
A caracterização das correntes de entrada e saída do volume de controle,
quanto aos dados para o balanço, foi feita conforme segue:
9
Água desmineralizada proveniente da UTA – Essa corrente possui
medição de vazão com aquisição e armazenamento automático dos
dados.
9
Vapor de 124 bar – Essa corrente também possui medição de vazão
com aquisição e armazenamento automático dos dados.
9
Vapor de 16 bar – Essa corrente também possui medição de vazão com
aquisição e armazenamento automático dos dados.
9
Purga dos tubulões dos fornos – Essa corrente não possui medição de
vazão, porém pode ser calculada através do balanço de massa de uma
impureza chave em cada tubulão, conforme a metodologia apresentada
no capítulo 4 (item 4.3.2).
9
Vapor de 4,6 bar para o desaerador – Essa corrente também não possui
medição de vazão. Porém, como o desaerador opera numa pressão fixa
conhecida e no ponto de saturação, permite que essa vazão de vapor
seja calculada através de balanços de massa e energia.
Metodologia
79
Fazendo-se esses balanços no volume de controle da figura 3.2 e
considerando-se que não há outra perda de água nesse subsistema
além da purga dos tubulões dos fornos, obtém-se a seguinte expressão
para a vazão de vapor de 4,6 bar que alimenta o desaerador desse
subsistema:
AD2 (hAD2 – hCONDT) + AGD2 (hCONDT – hAGD)
(3.3)
V4,6 =
(hV4,6 – hCONDT)
Onde:
AGD2 = Vazão de água desmineralizada para o desaerador do
subsistema 2, [kg/h].
hAD2 = Entalpia da água saturada na pressão do desaerador do
subsistema 2, [kJ/kg].
hCONDT = Entalpia do condensado proveniente de trocadores de calor
que usam vapor no processo, [kJ/kg].
AD2 = Vazão de água desaerada que sai do desaerador do subsistema
2, sendo dada pela expressão:
AD2 = V124 OF-1 + V16 A-1 + POF-1 + PA-1
(3.4)
V124 OF-1 = Vazão de vapor de 124 bar gerado nos fornos de
Olefinas 1, [kg/h].
V16 A-1 = Vazão de vapor de 16 bar gerado nos fornos de
Aromáticos 1, [kg/h].
POF-1 = Vazão de purga dos tubulões dos fornos de Olefinas 1.
PA-1 = Vazão de purga dos tubulões dos fornos da planta de
Aromáticos 1.
9
Condensado proveniente de trocadores de calor que usam vapor no
processo – Essa corrente também não possui medição de vazão.
Porém, através do balanço de massa no volume de controle da figura
3.2 e conhecendo-se a vazão de vapor de 4,6 bar determinada pela
equação (3.3), pode ser calculada com a expressão a seguir.
Metodologia
80
COND2 = V124 OF-1 + V16 A-1 + POF-1 + PA-1 – V4,6 – AGD2
(3.5)
Onde:
COND2 = Vazão de condensado para o desaerador do subsistema 2,
proveniente de trocadores de calor do processo que usam
vapor, [kg/h].
3.2.1.3. Subsistema 3 – Fornos de pirólise de Olefinas 2
O volume de controle para o balanço de água neste subsistema foi
representado esquematicamente conforme a figura 3.3, cujas correntes de entrada
são similares às do subsistema 2. Estas correntes são direcionadas para o
desaerador, onde ocorre a preparação da água que vai alimentar os fornos para
recuperação de calor e geração de vapor.
Quanto às correntes de saída do volume de controle, tem-se o vapor de 124
bar, que é gerado nos fornos de pirólise, e a purga dos tubulões de cada forno.
A caracterização das correntes de entrada e saída do volume de controle,
quanto aos dados para o balanço, foi feita conforme segue:
9
Água desmineralizada proveniente da UTA – Essa corrente possui
medição de vazão com aquisição e armazenamento automático dos
dados.
9
Vapor de 124 bar – Essa corrente também possui medição de vazão
com aquisição e armazenamento automático dos dados.
9
Purga dos tubulões dos fornos – Essa corrente não possui medição de
vazão, porém pode ser calculada através do balanço de massa de uma
impureza chave em cada tubulão, conforme a metodologia apresentada
no capítulo 4 (item 4.3.2).
9
Vapor de 4,6 bar para o desaerador – Essa corrente também não possui
medição de vazão. Porém, como o desaerador opera numa pressão fixa
conhecida e no ponto de saturação, permite que essa vazão de vapor
seja calculada através de balanços de massa e energia.
Metodologia
81
Fazendo esses balanços no volume de controle da figura 3.3, obtém-se
a seguinte expressão para a vazão de vapor que alimenta o desaerador.
AD3 (hAD3 – hCONDT) + AGD3 (hCONDT – hAGD)
(3.6)
V4,6 =
(hV4,6 – hCONDT)
Onde:
AGD3 = Vazão de água desmineralizada para o desaerador do
subsistema 3, [kg/h].
hAD3 = Entalpia da água saturada na pressão do desaerador do
subsistema 3, [kJ/kg].
AD3 = Vazão de água desaerada que sai do desaerador do subsistema
3, sendo dada pela expressão a seguir.
AD3 = V124 OF-2 + POF-2
(3.7)
V124 OF-2 = Vazão de vapor de 124 bar gerado nos fornos de
Olefinas 2, [kg/h].
POF-2 = Vazão de purga dos tubulões dos fornos de Olefinas 2.
9
Condensado proveniente de trocadores de calor que usam vapor no
processo – Essa corrente também não possui medição de vazão.
Porém, através do balanço de massa no volume de controle da figura
3.3 e conhecendo-se a vazão de vapor de 4,6 bar determinada pela
equação (3.6), pode ser calculada com a expressão a seguir.
COND3 = V124 OF-2 + POF-2 – V4,6 – AGD3
(3.8)
Onde:
COND3 = Vazão de condensado para o desaerador do subsistema 3,
proveniente de trocadores de calor que usam vapor, [kg/h].
Metodologia
3.2.2.
82
Cálculo dos indicadores
Os indicadores visam mostrar a magnitude das perdas de água em cada
subsistema de geração de vapor bem como os índices de reciclo e de renovação de
água. Os cálculos foram realizados a partir das correntes de entrada e saída do
volume de controle que representa cada subsistema de geração de vapor,
utilizando-se as seguintes expressões:
PP = 100 mp / (AGD + ΣRcond + ΣVB)
(3.9)
RN = 100 AGD / (AGD + ΣRcond + ΣVB)
(3.10)
RC = 100 (ΣRcond + ΣVB) / (AGD + ΣRcond + ΣVB)
(3.11)
Onde:
PP = Percentual de perda da água que alimenta o sistema de vapor, [%]
RN = Índice de renovação de água no sistema de geração de vapor, [%]
RC = Índice de reciclo de condensado e de vapor de baixa pressão, [%]
AGD = Vazão de água desmineralizada, [kg/h]
Rcond = Vazão de retorno de condensado, [kg/h]
VB = Vazão de vapor de baixa pressão utilizado nos desaeradores, [kg/h]
3.2.3.
Realização dos balanços de massa
Inicialmente, os balanços de massa foram realizados em cada subsistema.
Em seguida, os balanços individuais foram agrupados de modo a representar o
sistema de geração de vapor da UNIB como um todo.
Visando avaliar a evolução ao longo do tempo, os balanços foram realizados
em três períodos: 2002, 2003 e 2004. Para cada período, os resultados foram
expressos em base anual e em base horária, tendo-se os seguintes objetivos:
9
Através do balanço em base anual, mostrar a magnitude das massas
envolvidas.
Metodologia
9
83
Através do balanço em base horária, permitir que se tenha maior
sensibilidade quanto às vazões que entram e saem dos volumes de
controle.
Conforme foi mostrado na seção anterior – caracterização dos volumes de
controle – a maioria das correntes que entram e saem dos volumes de controle
possuem medição. Outras, porém, não possuem, mas puderam ser calculadas
através de balanços de massa e energia, usando-se a entalpia como propriedade
termodinâmica básica das correntes de água e vapor.
3.3.
IDENTIFICAÇÃO E QUANTIFICAÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA E ENERGIA
Nesta etapa do trabalho foram feitas análises dos diversos processos da
UNIB apresentados no Apêndice A, visando localizar e estimar as principais perdas
de água e energia ao longo dos sistemas de geração, distribuição e uso de vapor.
Foram dois os objetivos desta análise:
1) Identificar causas da necessidade de percentuais tão elevados de
renovação de água.
2) Identificar oportunidades para redução das perdas de água e energia
nesse sistema.
A metodologia que foi aplicada nessa análise constou de:
9
Análise dos subsistemas de geração de vapor, da rede de distribuição
e das características dos diversos usuários, visando identificar
qualitativamente as correntes de saída de água do ciclo.
9
Levantamento de dados sobre os processos relacionados com as
correntes de saída de água do ciclo, visando estimar as respectivas
vazões, ou por medição direta ou por meio de cálculos com base em
balanços de massa e energia.
9
Cálculo das perdas de energia associadas com as perdas de vapor e
de condensado para o meio ambiente.
Neste trabalho, porém, não se teve a pretensão de esgotar o assunto, nem
de propor solução para as disfunções encontradas. Teve-se como objetivo levantar
Metodologia
84
informações que poderão servir de base para a elaboração de estudos futuros e
mostrar a viabilidade da implantação de ações para a redução dessas perdas,
conforme dois exemplos que serão apresentados no capítulo 5.
3.3.1.
Identificação das correntes de saída de água do ciclo
De acordo com as definições dos ciclos termodinâmicos de unidades
termelétricas apresentadas no capítulo 2, a que mais se aproxima do sistema que é
objeto de estudo desse trabalho é a do ciclo de co-geração semi-aberto, com
produção de energia elétrica e vapor.
Trata-se de um sistema complexo e diferente dos ciclos convencionais. A
geração de energia elétrica é determinada pelo perfil de demanda de vapor por parte
dos diversos usuários espalhados nas plantas de produção da própria UNIB e das
demais empresas do Pólo Petroquímico, caracterizando um regime de co-geração
em paridade térmica (LORA e NASCIMENTO, 2004).
Para fazer a identificação das correntes de saída de água do ciclo, foi feita
análise qualitativa dos diversos processos apresentados no Apêndice A. Esta
análise teve como objetivo localizar correntes de vapor ou de condensado que saem
do ciclo e que geram déficit no balanço de água do sistema.
Para facilitar esta análise, o sistema de vapor foi dividido em três partes:
9 sistema de geração de vapor;
9 sistema de distribuição;
9 sistema de uso do vapor.
3.3.1.1. Identificação das correntes de saída de água no sistema de geração
de vapor
No item 3.2 foi mostrado que o sistema de geração de vapor da UNIB é
formado por três subsistemas. Foi visto também no capítulo 2 que o processo no
circuito de água de um sistema de geração de vapor é composto por etapas, como:
9 Recebimento e condicionamento do condensado que retorna dos
trocadores de calor das unidades de processo.
Metodologia
85
9 Desaeração da água desmineralizada e do condensado de reciclo – A
desaeração térmica da água e do condensado tem como objetivo
remover o oxigênio e CO2 dissolvidos e consiste no aquecimento da
água até o ponto de saturação por contato direto com a injeção de vapor
de 4,6 bar.
9 Bombeamento da água desaerada para alimentar os tubulões das
caldeiras e dos fornos.
9 Geração de vapor nas caldeiras e nos fornos – Consiste na vaporização
parcial da água através do fornecimento de calor (calor proveniente da
queima de combustível nas caldeiras ou da recuperação de energia de
correntes efluentes dos fornos de pirólise) e separação das fases líquida
e vapor nos tubulões das caldeiras e dos fornos.
Para fazer a identificação das saídas de água em cada subsistema, foi feita
avaliação dos respectivos fluxogramas de processo, compreendendo todas as
etapas acima descritas. O resultado dessa avaliação é mostrado nas figuras 3.1, 3.2
e 3.3 que ilustram onde ocorrem as saídas contínuas de água do ciclo nos três
subsistemas de geração de vapor. Tais saídas são:
9 purga contínua dos tubulões das caldeiras e dos fornos de pirólise e
de processo;
9 vapor para a atmosfera pelo alívio dos desaeradores;
9 vapor para atmosfera pelo alívio de cada vaso que recebe
condensado proveniente de trocadores de calor que usam vapor de
baixa pressão (4,6 bar);
9 perda de água através de analisadores contínuos ou de pontos de
amostragem.
Além dessas saídas contínuas de água do ciclo, há também outras
eventuais, como: vazamentos e drenagens para paradas de equipamentos.
Metodologia
86
3.3.1.2. Identificação das correntes de saída de água no sistema de
distribuição de vapor
Conforme é mostrado no Apêndice A, a distribuição de vapor é feita em
quatro diferentes pressões: 124 bar, 44 bar, 16 bar e 4,6 bar. Trata-se de uma
imensa rede de distribuição de vapor superaquecido que atende a demanda de
todos os processos das plantas industriais da própria UNIB e de 28 empresas
espalhadas no Pólo Petroquímico.
De acordo com Soares (1982), as redes de distribuição de vapor são
sistemas de transporte de energia entre as fontes geradoras e os diversos
consumidores. No caso do sistema de distribuição que é objeto de estudo deste
trabalho, o montante de energia que entra através do vapor proveniente das fontes
primárias de geração é da ordem de 6100 GJ/h, conforme os dados apresentados
na tabela 3.2.
Trata-se de um sistema de grande porte, compreendendo uma rede de
tubulações com diâmetros de até 30 polegadas e cobrindo longos percursos, tanto
em instalações internas da UNIB quanto em tubovias externas que levam vapor até
os usuários mais distantes.
Tabela 3.2 - Entradas de energia no sistema de distribuição através do vapor
proveniente das fontes primárias de geração
[Fonte: Valores calculados a partir de Relatórios internos de produção]
Metodologia
87
Para identificar as saídas de água do ciclo através do sistema de
distribuição de vapor, tomou-se como base as informações levantadas no referencial
teórico relacionadas com perdas de água e energia que ocorrem em sistemas desse
tipo. Através da análise comparativa dessas informações com dados, características
e observações referentes ao sistema de vapor que é o objeto de estudo deste
trabalho, foi possível identificar os pontos onde tais perdas poderiam ocorrer nesse
sistema.
Assim, à luz das informações do referencial teórico e conhecendo-se as
características do sistema de distribuição de vapor analisado no presente trabalho –
dimensões da rede, pressões e temperaturas do vapor transportado – pôde-se
prever que significativas perdas poderiam ocorrer nos seguintes pontos:
1) Perdas nos pontos de drenagem de condensado (purgadores) – As
perdas nos purgadores podem ser classificadas em dois grupos:
9 drenagem automática do condensado formado na tubulação em
decorrência da perda de calor para o meio ambiente;
9 perda contínua de vapor causada pelo funcionamento deficiente
do purgador.
2) Perda de vapor pelo vazamento em válvulas, flanges e outros acessórios
da tubulação.
3.3.1.3. Identificação das correntes de saída de água durante o uso do vapor
Conforme é mostrado no Apêndice A, o sistema de vapor está intimamente
relacionado com os diversos processos existentes nas plantas industriais de
produção. Em alguns desses processos a energia disponível no vapor é usada
parcialmente como força motriz para o acionamento de turbinas acopladas a
bombas, compressores, ventiladores e geradores de eletricidade. Nesses casos, o
vapor exaurido, ainda com um conteúdo energético elevado, é direcionado para um
coletor de menor pressão, ficando disponível para outras aplicações.
Em outros processos, a energia disponível no vapor é usada quase que
integralmente, como nos trocadores de calor que usam o vapor para aquecimento.
Metodologia
88
Como a temperatura do condensado efluente desses trocadores é muito baixa, isto
faz com que essas correntes não tenham aplicação energética subseqüente.
Os destinos usuais do condensado são: reciclo para o sistema de geração
de vapor ou reuso como água de alimentação de torres de refrigeração. Há ainda
muitos pontos distantes, dentro da própria UNIB, onde não há coletor de
condensado. Nesses casos, o condensado é perdido para o sistema de efluente
inorgânico, significando uma saída de massa de água do ciclo de geração de vapor.
Há também processos em que o uso do vapor não é restrito apenas ao seu
conteúdo energético, mas também a sua massa. Nesses casos, o vapor é injetado
diretamente nas correntes de processo, fazendo com que a água saia do ciclo de
geração e passe a fazer parte de outros sistemas.
Pelo acima exposto, a forma como se dá o uso do vapor nos diversos
processos tem influência decisiva no balanço de massa do sistema como um todo.
Através da análise da interação dos diversos processos existentes na UNIB com o
sistema de vapor, conforme descrição apresentada no Apêndice A, foi possível
identificar as saídas de água do ciclo durante o uso do vapor. Estas saídas são:
1) Injeção de vapor em colunas que fazem a remoção de componentes
leves por meio do arraste com vapor d’água.
2) Injeção de vapor de 16 bar nos sistemas de vapor de diluição que
alimenta os fornos de pirólise para processamento da nafta.
3) Injeção de vapor de 16 bar na corrente de soda gasta que alimenta o
reator de termoxidação de sulfetos, para controle da temperatura de
reação.
4) Uso de vapor de 16 bar como fluido auxiliar nos processos de
combustão de combustíveis líquidos, tanto nas caldeiras quanto nos
fornos de processo.
5) Uso do vapor de 16 bar como fluido auxiliar para a combustão de
hidrocarbonetos voláteis, resultantes do sistema de alívio das plantas de
processo, e que são direcionados para tochas.
6) Envio do condensado proveniente dos preaquecedores de óleo
combustível das caldeiras para o sistema de efluente inorgânico.
Metodologia
89
7) Envio do condensado gerado nos trocadores de calor localizados em
pontos mais distantes – área de estocagem de matérias primas, insumos
e produtos – para o sistema de efluente inorgânico.
8) Perda do condenado resultante da condensação do vapor usado nos
traços de aquecimento de linhas que operam com fluidos viscosos.
9) Uso de vapor de 16 bar em ramonadores – dispositivos para remoção da
fuligem depositada sobre as superfícies de troca térmica por convecção
com os gases de combustão – nas caldeiras e nos fornos de processo.
10) Uso de vapor em ejetores.
11) Perda de vapor em estações de uso geral para limpeza e liberação de
equipamentos para manutenção.
Além dessas saídas de água do ciclo de geração de vapor, há duas outras
bastante significativas, também relacionadas com o uso:
9
Perda pelo alívio do coletor de vapor de baixa pressão – Este alívio
ocorre de forma contínua e automática e é feito pelo sistema de
controle de pressão do coletor de vapor de menor pressão (4,6 bar),
tendo como objetivo fazer o fechamento do balanço entre a geração e o
consumo de vapor nessa pressão.
9
Venda de vapor para as empresas do Pólo – Trata-se das vendas de
vapor de 16 bar e 44 bar para 28 empresas do Pólo Petroquímico em
que não há retorno de condensado. O somatório dessas demandas é
bastante grande, conforme será mostrado mais adiante, representando
um considerável volume de saída de água do sistema.
3.3.2.
Estimativa das vazões de saída de água do ciclo de vapor
Tendo em vista a complexidade do sistema de geração e distribuição de
vapor, a grande interação com os diversos processos envolvidos e a multiplicidade
das saídas de água do ciclo, não há como determinar quantitativamente com
exatidão todas essas correntes, mesmo porque muitas não possuem medição.
Metodologia
90
Felizmente, as correntes que apresentam as maiores vazões de saída de
água do ciclo ou possuem medição ou podem ser calculadas através de balanços de
massa e energia nos respectivos processos de que fazem parte. Para outras, porém,
que não possuem medição nem podem ser determinadas através de balanços a
partir dos dados atuais de processo, as vazões foram estimadas com base nos
dados do balanço de massa de projeto.
A obtenção dos dados de processo e os cálculos com as respectivas
metodologias para realização da estimativa das vazões de saída de água do sistema
de vapor serão apresentados no capítulo 4.
3.3.3.
Estimativa das perdas de energia associadas com as saídas de água
Em relação ao conteúdo energético associado com as correntes de saída de
água do ciclo de vapor, foram consideradas duas situações:
1)
Para os casos em que a corrente representa uma perda de água para o
meio
ambiente,
foi
calculada
também
a
perda
de
energia
correspondente.
2)
Para os casos em que a corrente de vapor é integralmente incorporada
pelo processo, não foi calculado o conteúdo energético, pois se trata de
uma necessidade do processo e não representa uma perda de energia.
3.4.
APRESENTAÇÂO DE RESULTADOS DE MELHORIAS IMPLANTADAS
Foram apresentados os resultados de dois trabalhos que foram realizados
para reduzir perdas de água e energia no sistema de vapor. O objetivo dessas
apresentações foi mostrar a viabilidade da implantação de melhorias que visem a
diminuição de tais perdas.
Para mostrar a viabilidade dessas melhorias, os benefícios foram expressos
considerando-se dois aspectos: econômico e ambiental.
Metodologia
91
Quanto ao aspecto econômico, os benefícios foram calculados com base nos
custos variáveis dos insumos energéticos (combustíveis) e da água que estão
associados com cada perda em questão.
Em relação ao aspecto ambiental,
os benefícios foram calculados
considerando-se dois efeitos: redução da captação de água de fonte natural e
redução da emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2).
Capítulo 4
92
4.
RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1.
INTRODUÇÃO
Neste capítulo serão apresentados e discutidos os seguintes resultados:
♦
Balanços de massa dos subsistemas de geração de vapor e a
combinação desses resultados na formação do balanço do sistema
como um todo.
♦
Estimativas das vazões das correntes de saída de água do sistema de
vapor, compreendendo as fases de geração, distribuição e uso.
♦
Estimativas das perdas de energia associadas com as correntes de
saída de água do sistema de vapor.
♦
Classificação das perdas segundo quatro diferentes critérios: perda de
água, perda de energia, emissão equivalente de gás de efeito estufa
(CO2) e custo.
4.2.
BALANÇOS DE MASSA NO SISTEMA DE GERAÇÃO DE VAPOR
Inicialmente, os balanços de massa foram realizados em cada subsistema,
cujos resultados são apresentados nas tabelas 4.1, 4.2 e 4.3. Em seguida, esses
balanços individuais foram agrupados de modo a compor o sistema de geração de
vapor da UNIB como um todo, obtendo-se os resultados apresentados na tabela 4.4.
Visando avaliar a evolução ao longo do tempo, os balanços foram realizados
em três períodos: 2002, 2003 e 2004. Para cada período, os resultados foram
expressos em base anual e em base horária, tendo-se como objetivo mostrar a
magnitude das massas envolvidas e permitir maior sensibilidade quanto às vazões
que entram e saem dos volumes de controle.
Resultados e Discussão
93
Tabela 4.1 – Balanço de água no subsistema 1 de geração de vapor
(Caldeiras da UTE)
Resultados e Discussão
94
Tabela 4.2 – Balanço de água no subsistema 2 de geração de vapor
(Fornos de Olefinas 1 e Aromáticos 1)
Resultados e Discussão
95
Tabela 4.3 – Balanço de água no subsistema 3 de geração de vapor
(Fornos de Olefinas 2)
Resultados e Discussão
Tabela 4.4 – Balanço de água no sistema de geração de vapor da UNIB
96
Resultados e Discussão
4.2.1.
97
Discussão dos resultados sobre os balanços de massa do sistema de
geração de vapor
Apesar do sistema de geração de vapor da UNIB ser bastante grande e
complexo, pôde ser representado de uma forma muito simples, permitindo uma visão
geral e facilitando a interpretação dos resultados dos balanços obtidos.
A geração primária de vapor em todo sistema apresentou pequena variação
ao longo dos três anos em que os dados foram analisados, situando-se em torno de
1800 t/h, conforme pode ser observado na tabela 4.4. Desse total, 60 a 65 % foi nas
caldeiras da UTE e o restante, nos fornos da CEMAP.
As médias anuais das vazões totais de água de alimentação para as
caldeiras e fornos variaram na faixa entre 1860 t/h e 1900 t/h. Desses totais, cerca
de 1050 t/h corresponderam ao aporte de água desmineralizada proveniente da
UTA, ou seja, entrada de água nova no sistema de geração de vapor, representando
um índice de renovação de cerca de 56%.
Observando-se as tabelas 4.1, 4.2 e 4.3, percebe-se que os índices de
renovação de água no subsistema das caldeiras (subsistema 1) foi muito maior que
nos dois outros subsistemas formados pelos fornos de pirólise e fornos de processo.
No subsistema 1, a renovação de água nos três períodos analisados variou de 68 %
a 74 %, enquanto que nos subsistemas 2 e 3 a variação foi entre 26 % e 34 %.
Os índices de reciclo nos subsistemas 2 e 3 (fornos de pirólise) também
apresentaram pequena variação ao longo do período, mantendo-se em torno de 70
%, sendo o condensado que retorna dos trocadores de calor a corrente com maior
participação na composição da água de alimentação desses subsistemas de
geração de vapor. Já no subsistema 1 (caldeiras), os índices de reciclo foram bem
menores, situando-se em torno de 30% e tendo uma maior participação do
aproveitamento do vapor de baixa pressão (4,6 bar).
O índice de perda de água no subsistema 1 (caldeiras) apresentou sensível
redução ao longo do período analisado, passando de 3,8 % em 2002 para 1,4 % em
2004. Mesmo com essa grande redução, a diminuição da perda no sistema global de
geração de vapor foi bem mais modesta, passando de 4,5 % em 2002 para 3,9 %
em 2004, A razão para isto foi o aumento da perda observado no subsistema 3
Resultados e Discussão
98
(fornos de pirólise da planta de olefinas 1) que passou de 7,5 % em 2002 para 10,3
% em 2004.
Diante de volumes de água tão expressivos que esse sistema de vapor
movimenta e considerando as baixas taxas de reciclo, é relevante estudar esse
sistema como um todo, compreendendo a geração, a distribuição e o uso, visando
identificar as principais causas que levam a índices tão elevados de renovação de
água.
4.3.
ESTIMATIVA DAS PERDAS DE ÁGUA E ENERGIA
No capítulo 3 foram identificadas as correntes de saída de água do sistema
de vapor, compreendendo as fases de geração, distribuição e uso. Nos itens a
seguir será feita a estimativa das vazões dessas correntes de saída de água do
ciclo, utilizando-se metodologias específicas em função dos dados de processo
disponíveis. Também serão feitas as estimativas das perdas de energia associadas
com as perdas de água para o meio ambiente, bem como a discussão dos
resultados.
4.3.1.
Purga dos tubulões das caldeiras
Conforme foi visto no capítulo 2, para a tecnologia aplicada nas caldeiras
desse sistema, a purga ainda é uma perda que faz parte do processo de geração de
vapor. Trata-se de uma perda importante, pois além da saída de água do ciclo,
representa também perda de energia e diminuição da vazão do vapor produzido.
A figura 4.1 mostra o volume de controle referente ao balanço de água em
uma caldeira. Nesta figura, a corrente “purga” compreende a purga propriamente
dita, conforme foi definida no capítulo 2, e outras perdas de água como os pontos de
amostragem com fluxo contínuo.
Cada caldeira dispõe de medidores de vazão para a água de alimentação e
para o vapor produzido. Assim, a vazão de saída de água do ciclo através da purga
de cada caldeira pode ser determinada pela seguinte expressão.
Resultados e Discussão
99
mp = ma – mv
(4.1)
Onde:
mp – Vazão de purga, incluindo as perdas de água através dos pontos de
amostragem da água da caldeira, [t/h].
ma – Vazão de água de alimentação da caldeira, [kg/h].
mv – Vazão de vapor produzido na caldeira, [kg/h].
Trata-se, portanto de um balanço de massa simples, onde os dados de
processo são disponíveis. Porém, como as vazões de purgas são normalmente
muito baixas em relação às vazões da água de alimentação e do vapor gerado, as
incertezas dos medidores dessas correntes inviabilizam a determinação da purga
apenas com o uso da expressão (4.1).
v
água de
alimentação
vapor
saturado
a
p
purga
Figura 4.1 – Volume de controle para o balanço de água em uma
caldeira
O recurso que foi usado para calcular a vazão de purga das caldeiras foi
fazer-se o balanço de massa de uma espécie química chave presente na água. Tal
espécie química poderia ter sido uma das impurezas existentes na água de
alimentação, como a sílica, por exemplo, mas foi usado um composto desenvolvido
Resultados e Discussão
100
por uma empresa que fornece produtos químicos para sistemas de geração de
vapor, o qual possui as seguintes propriedades:
9 Não sofre degradação nas condições de temperatura e pressão das
caldeiras.
9 As taxas de vaporização nas condições de pressão e temperatura dos
tubulões das caldeiras são extremamente baixas, fazendo com que as
concentrações no vapor saturado sejam praticamente nulas.
9 O método de detecção é de baixo custo e os resultados oferecem boa
repetibilidade, mesmo em baixas concentrações.
Porém, por ser um segredo tecnológico, a sua fórmula química não pode ser
revelada.
Para fazer o balanço de massa da espécie química no volume de controle de
cada caldeira apresentado na figura 4.1, são realizadas análises três vezes por dia,
para a determinação das concentrações na água de alimentação, na água do
tubulão e no vapor saturado.
Com esses dados, a purga é calculada através de dois balanços: no
primeiro, o cálculo é feito a partir da vazão de água de alimentação da caldeira (ma);
no segundo, a purga é calculada a partir da vazão do vapor produzido (mv). Com
esses dois cálculos, a vazão de purga da caldeira é expressa pela média dos dois
resultados, obtendo-se a seguinte equação.
ma (Xa – Xv)
Xp – Xv
mp
mv (Xa – Xv)
+
Xp – Xa
(4.2)
=
2
Onde:
Xa – Concentração da espécie química chave na água de alimentação da
caldeira.
Xv – Concentração da espécie química chave no vapor.
Xp – Concentração da espécie química chave na água de purga.
Resultados e Discussão
101
Fazendo-se a apuração das purgas das caldeiras com o uso dessa
metodologia, foram obtidos os resultados apresentados na tabela 4.5, para o período
de 2002 a 2004. Esses resultados mostram que, ao longo de 2002, a purga média
foi de 3,8 % em relação à vazão de Água de Alimentação das Caldeiras (AAC),
correspondendo a uma saída média de água do ciclo de 46 t/h.
Tabela 4.5 - Variação das purgas médias mensais das caldeiras no
período 2002 a 2004
Observa-se, também, que nos dois anos subseqüentes as perdas de água
pela purga foram bem menores: 18 t/h em 2003 e 15 t/h em 2004, correspondendo
respectivamente a 1,6 % e 1,4 % da vazão de água de alimentação das caldeiras.
Esta significativa redução foi decorrente de um trabalho que foi desenvolvido com o
objetivo de melhorar a eficiência energética das caldeiras, cujos resultados
referentes à purga serão apresentados no capítulo 5.
Resultados e Discussão
102
Durante o período em que os dados da tabela 4.5 foram coletados, a água
que saiu do ciclo de geração pela purga das caldeiras resultou em dois tipos de
perda:
9 Perda de água propriamente dita, pois foi enviada para um vaso de
“flash” onde a fase vapor foi lançada na atmosfera e a fase líquida foi
direcionada para o sistema de efluentes.
9 Perda de energia, pois a água encontrava-se saturada na pressão de
operação da caldeira.
As vazões de perda de água encontram-se na tabela 4.5 e foram discutidas
acima. Quanto à perda de energia associada com as vazões de purga, o cálculo foi
feito através da expressão seguinte.
Ep = mp (hLsat – h0)
(4.3)
Onde:
Ep – Perda de energia através da purga em cada vaso separador de vapor,
[kJ/h].
hLsat – Entalpia da água saturada na pressão do tubulão, [kJ/kg].
h0 – Entalpia da água a 25 oC e 1 atm, [kJ/kg].
Usando-se a expressão (4.3), foram calculadas as perdas de energia pela
purga das caldeiras, cujos resultados são apresentados na tabela 4.6.
Tabela 4.6 - Perda de energia associada com a perda de água
pela purga das caldeiras
Resultados e Discussão
4.3.2.
103
Purga dos tubulões dos fornos do subsistema 2 de geração de vapor
De modo análogo às caldeiras, a purga dos vasos separadores de vapor nos
fornos de pirólise ou de processo é também uma perda que faz parte do processo de
geração de vapor. A figura 4.2 mostra o volume de controle para o balanço de água
em um vaso separador de vapor de um forno de pirólise ou de processo. Nesta
figura, a corrente “purga” compreende a purga propriamente dita e outras perdas de
água, como os pontos de amostragem com fluxo contínuo.
Os fornos desse subsistema de geração de vapor também não dispõem de
medidores da vazão de purga. Assim, esta corrente somente pôde ser determinada
através do balanço de massa de uma espécie química chave no volume de controle
em volta do vaso separador de vapor representado na figura 4.2.
Em cada forno há medição da vazão do vapor produzido. Há também uma
rotina de análises para medição das concentrações de impurezas na água de
alimentação do sistema de geração de vapor do forno, na água de purga e no vapor
saturado. Uma dessas impurezas é a sílica que, como foi visto no capítulo 2, é uma
espécie química que pode ser usada para fazer o balanço de massa no volume de
controle em torno do vaso separador de vapor.
Figura 4.2 – Volume de controle para o balanço de água no vaso separador
de vapor em um forno de pirólise ou de processo
Resultados e Discussão
104
Com a medição das vazões do vapor produzido em cada forno e as
concentrações de sílica nas correntes que entram e saem do volume de controle
apresentado na figura 4.2, a vazão de purga em cada forno pôde ser calculada
através da seguinte expressão.
mv (Xa – Xv)
mp
=
(4.4)
Xp – Xa
Fazendo-se o cálculo das purgas dos fornos de pirólise do subsistema 2 com
o uso dessa metodologia, foram obtidos os resultados apresentados na tabela 4.7,
para o período de 2002 a 2004.
Tabela 4.7 - Variação das purgas médias mensais dos fornos de pirólise
do subsistema 2 no período 2002 a 2004
Resultados e Discussão
105
Os resultados encontrados mostram que os percentuais de purga nos
fornos de pirólise do subsistema 2 foram bem maiores que os valores calculados
para as caldeiras no mesmo período. Outra observação importante é que as purgas
desses fornos apresentaram tendência de crescimento ao longo do período
analisado, conforme pode ser visto na figura 4.3.
Trabalhos futuros deverão abordar esse assunto, visando identificar as
causas e propor soluções para que essa tendência seja revertida.
Figura 4.3 - Evolução da purga percentual dos fornos de pirólise do subsistema 2
A água de purga desses fornos encontra-se saturada numa pressão de 124
bar. Visando recuperar uma parte da água e da energia dessa corrente,
esse
sistema de purga dispõe de dois vasos de “flash” em série onde há a geração de
vapor saturado nas pressões de 16 e 4,6 bar. A figura 4.4 ilustra como é esse
sistema.
Para calcular as vazões de vapor e condensado resultantes do “flash” em
cada estágio, foram usadas as expressões apresentadas a seguir que foram
deduzidas a partir dos balanços de massa e energia em cada vaso.
Resultados e Discussão
106
mc (hcond – hL)
(4.5)
mv =
hv – hL
m L = mc – mv
(4.6)
Onde:
mc – Vazão de condensado na entrada do vaso de “flash”, [kg/h].
mV – Vazão de vapor saturado gerado no “flash”, [kg/h].
mL – Vazão de líquido saturado gerado no “flash”, [kg/h].
hcond – Entalpia do condensado que alimenta o vaso de “flash”, [kJ/kg].
hV – Entalpia do vapor saturado na pressão do vaso de “flash”, [kJ/kg].
hL – Entalpia do líquido saturado na pressão do vaso de “flash”, [kJ/kg].
Figura 4.4 - Vasos de flash da purga dos fornos de pirólise do subsistema 2
Fazendo-se o “flash” em série das vazões de purga apresentadas na tabela
4.7, foram encontradas as vazões de vapor saturado a 16 bar e a 4,6 bar, bem como
as vazões de saída efetiva de água do ciclo de geração, cujos resultados
encontram-se na tabela 4.8. Pode-se observar nessa tabela que, mesmo havendo
produção de vapor saturado a partir da purga desses fornos, a saída efetiva de água
Resultados e Discussão
107
do ciclo de geração de vapor ainda foi muito alta durante o período em que os dados
foram analisados.
Tabela 4.8 - Flash da purga dos fornos de pirólise do subsistema 2
Quanto à perda de energia associada com essas saídas de água do ciclo, o
cálculo foi feito com a expressão (4.3) e usando-se a entalpia da água saturada na
pressão de 4,6 bar, que é a pressão do segundo vaso de “flash” da purga. A tabela
4.9 mostra os valores dessa perda durante o período entre 2002 e 2004.
Tabela 4.9 - Perda de energia associada com a perda efetiva de água
pela purga dos fornos de pirólise do subsistema 2
Usando a mesma metodologia para os fornos de processo da planta de
Aromáticos 1, que também fazem parte do subsistema 2 de geração de vapor, foram
obtidos os resultados apresentados na tabela 4.10, referentes às purgas médias
mensais no mesmo período, entre 2002 e 2004.
Resultados e Discussão
108
Tabela 4.10 - Variação das purgas médias mensais dos fornos de processo da
planta de Aromáticos 1 no período 2002 a 2004
Os dados da tabela 4.10 mostram que a purga dos fornos, expressa como
percentual da vazão de água de alimentação, foi bem menor que os valores
apresentados pelos fornos de pirólise do mesmo subsistema 2 de geração de vapor.
Observa-se ainda que esses resultados foram maiores que os apresentados pelas
caldeiras e bem menores que os dos fornos de pirólise, não havendo também
tendência de crescimento ao longo do tempo.
Quanto à perda de energia associada com as vazões de purga dos vasos
separadores de vapor dos fornos da planta de Aromáticos 1, o cálculo foi feito com a
expressão (4.3) e usando-se a entalpia da água saturada na pressão de 20 bar, que
é a condição normal de operação desses vasos. A tabela 4.11 mostra os valores
dessa perda durante o período entre 2002 e 2004.
Resultados e Discussão
109
Tabela 4.11 - Perda de energia associada com as perdas de água pela purga dos
fornos de processo da planta de Aromáticos 1
4.3.3.
Purga dos tubulões dos fornos do subsistema 3 de geração de vapor
Procedendo-se da mesma forma que para os fornos de pirólise do
subsistema 2, foram calculadas as vazões de purga dos vasos separadores de vapor
desse subsistema, cujos resultados são apresentados na tabela 4.12.
Os resultados dessa tabela mostram que as perdas de água através da
purga dos fornos de pirólise do subsistema 3 estiveram também muito acima dos
valores que foram calculados para as caldeiras. Observa-se ainda que a purga
desses fornos, ao longo do período em que os dados foram analisados, foi bem
menor e mais estável que os resultados apresentados pelos fornos de pirólise do
subsistema 2.
Visando recuperar uma parte da água e da energia disponível na purga
desses fornos, há um vaso que faz o “flash” dessa corrente – água saturada a 124
bar – e gera vapor saturado na pressão de 16 bar. Para o cálculo das vazões de
vapor e líquido resultante desse “flash”, foram usadas as mesmas expressões (4.5) e
(4.6) que foram aplicadas no caso dos fornos de pirólise do subsistema 2. Neste
caso, a vazão de líquido resultante do “flash” corresponde à saída efetiva de água
do ciclo de geração de vapor.
Resultados e Discussão
110
Tabela 4.12 - Variação das purgas médias mensais dos fornos de pirólise do
subsistema 3 no período 2002 a 2004
Visando recuperar uma parte da água e da energia disponível na purga
desses fornos, há também um vaso que faz o “flash” dessa corrente – água
saturada a 124 bar – e gera vapor saturado na pressão de 16 bar. Para o cálculo
das vazões de vapor e líquido resultante desse “flash”, foram usadas as mesmas
expressões (4.5) e (4.6) que foram aplicadas no caso dos fornos de pirólise do
subsistema 2. Neste caso, a vazão de líquido resultante do “flash” corresponde à
saída efetiva de água do ciclo de geração de vapor.
A tabela 4.13 apresenta os resultados obtidos ao longo do período em que
os dados foram analisados, observando-se que houve declínio das vazões de saída
efetiva de água do ciclo de geração de vapor.
Resultados e Discussão
111
Tabela 4.13 - ”flash” da purga dos fornos de pirólise do
subsistema 3
Quanto à perda de energia associada com as saídas de água do ciclo, o
cálculo foi feito com a expressão (4.3) e usando-se a entalpia da água saturada na
pressão do vaso de “flash” (16 bar). A tabela 4.14 mostra os valores dessa perda
durante o período entre 2002 e 2004.
Tabela 4.14 - Perda de energia associada com a perda efetiva de água
pela purga dos fornos de pirólise do subsistema 3
4.3.4.
Perda de vapor para a atmosfera pelo alívio dos desaeradores
Cada subsistema de geração de vapor possui um número diferente de
desaeradores, tendo estes como função promover a remoção do oxigênio e gases
ácidos dissolvidos na água de alimentação (LORA e NASCIMENTO, 2004). O
subsistema 1 possui cinco desaeradores, enquanto que os subsistemas 2 e 3
possuem apenas um desaerador cada.
Resultados e Discussão
112
Praticamente todo vapor de baixa pressão que alimenta um desaerador
condensa por contato direto com a água, incorporando-se à massa líquida e
levando-a a condição de saturação. O desaerador opera numa pressão constante e
o vapor saturado que é lançado na atmosfera arrasta os contaminantes gasosos que
estavam dissolvidos na fase líquida.
Para manter uma vazão constante de vapor saturado para a atmosfera,
cada desaerador dispõe de um orifício de restrição por onde ocorre esse
escoamento. Os balanços de massa apresentados em BRASKEM (1989),
BRASKEM (1990) e BRASKEM (2000) apresentam as vazões de projeto do vapor
saturado que são lançadas na atmosfera em cada desaerador. A tabela 4.15 mostra
essas vazões bem como as respectivas perdas de energia.
Tabela 4.15 – Perdas de água e energia pelo alívio dos desaeradores
Subsistema de geração
Perda de água
Perda de energia
de vapor
(t/h)
(kJ/h)
Subsistema 1
5
13.200.600
Subsistema 2
3
7.920.360
Subsistema 3
0,1
259.522
8,1
21.380.482
Total
4.3.5.
Perda de vapor pelo alívio dos vasos de “flash” de condensado
O condensado resultante dos trocadores de calor que usam vapor como
fluido quente é direcionado para vasos de “flash”, onde há separação das fases
líquida e vapor. O objetivo desse processo é evitar o escoamento bifásico nas
tubulações que levam o condensado até os desaeradores, o que poderia causar
erosão, falha nas tubulações e aumento do teor de ferro na água de alimentação dos
geradores de vapor.
Resultados e Discussão
113
Para os trocadores de calor que usam vapor nas pressões de 44 ou 16 bar,
o condensado resultante é enviado para vasos de “flash” interligados com o coletor
de vapor de 4,6 bar. Já para os trocadores de calor que usam vapor na pressão de
4,6 bar, o condensado é enviado para vasos de “flash” atmosféricos. No primeiro
caso não há perda de massa, mas no segundo, há perda de vapor para a atmosfera,
conforme ilustra a figura 4.5.
Figura 4.5 - Vaso de “flash” atmosférico com condensador de vapor
Visando reduzir a perda de vapor nesses vasos atmosféricos, o projeto das
unidades industriais contemplou a instalação de condensador na linha de alívio,
conforme ilustra a figura 4.5.
Por serem essas perdas relativamente baixas, não foram instalados
medidores de vazão. Por este motivo, no presente trabalho essas perdas foram
estimadas, adotando-se os valores previstos nos balanços de massa do projeto.
Só há vasos de “flash” atmosférico nas plantas de olefinas 1 e olefinas 2. A
tabela 4.16 apresenta a estimativa das perdas de água e energia associadas com as
perdas do vapor que é lançado na atmosfera pelo alívio desses vasos.
Resultados e Discussão
114
Tabela 4.16 – Perdas de água e energia pelo alívio dos vasos de
“flash” de condensado.
[Referência: BRASKEM (1991) e BRASKEM (2000)]
Planta
Perda de água
Perda de energia
(t/h)
(kJ/h)
Olefinas 1
3,9
10.039.000
Olefinas 2
1,0
2.574.000
4,9
12.613.000
Total
4.3.6. Estimativa das perdas de água e energia no sistema de distribuição de
vapor
Conforme foi visto no capítulo 2, as perdas no sistema de distribuição de
vapor podem ser classificadas em dois grupos:
1) Perda nos elementos de drenagem de condensado (purgadores).
2) Perda por vazamentos em acessórios da tubulação.
Nos itens a seguir serão feitas as considerações referentes a cada um
desses grupos, bem como a apresentação dos resultados obtidos na estimativa
dessas perdas.
4.3.6.1. Perda pelos elementos de drenagem de condensado
Conforme foi mostrado no capítulo 3, as perdas nos purgadores podem
ocorrer por dois motivos:
9 Pelo correto funcionamento desses elementos, ao removerem da
tubulação o condensado formado em decorrência da perda de calor
para o meio ambiente. Nesse caso, a perda está relacionada com a
eficiência do isolamento térmico da tubulação de vapor.
Resultados e Discussão
115
9 Pelo mau funcionamento dos purgadores, ao permitirem a passagem
de vapor.
Formação de condensado
A formação de condensado em uma tubulação de vapor, em regime normal
de operação, decorre da perda de calor para o meio ambiente. Conforme foi visto no
capítulo 2, essa perda é composta de duas parcelas: perda por convecção e perda
por radiação.
Para fazer o cálculo dessas perdas de energia na rede de distribuição de
vapor do sistema em estudo, foram aplicadas as equações (2.2) a (2.7), tendo-se
adotado as seguintes premissas:
9 A temperatura da superfície externa do isolamento térmico se mantém
no valor que foi considerado no projeto, 60 oC (BRASKEM, 2004c).
9 A temperatura ambiente permanece estável num valor médio de 25 oC.
9 A velocidade do vento nas proximidades da superfície é nula.
Quanto aos dados dimensionais da tubulação, foi feito o levantamento de
toda rede de distribuição, cujos resultados são apresentados na tabela 4.17.
As propriedades do ar, para o cálculo dos parâmetros e dos coeficientes de
troca térmica, foram obtidas por interpolação, considerando-se a temperatura média
entra a superfície externa do isolamento (60 oC) (BRASKEM, 2004c) e a temperatura
ambiente (25 oC).
Fazendo os cálculos usando essas informações e premissas, foram obtidos
os resultados apresentados na tabela 4.17. Esses resultados mostram que:
9 A rede de distribuição de vapor é de aproximadamente 82 km de
extensão, sendo formada por tubos com diâmetros nominais de até
30 polegadas.
9 O somatório das áreas das superfícies expostas ao meio ambiente
perfaz um total de aproximadamente 136.000 m2.
Resultados e Discussão
116
9 A perda total de energia (Qt) para o meio ambiente, compreendendo
convecção natural e radiação, perfaz um total de aproximadamente
99.800 MJ/h.
Apesar da perda de energia calculada já representar um valor bastante
expressivo, deve-se ressaltar que a perda real pode ainda ser maior. A razão para
isto é que nos cálculos foi adotada a premissa de que o isolamento térmico da
tubulação se encontra em perfeito estado, supondo-se que a temperatura da
superfície externa, que se encontra em contato com o meio ambiente, se mantém
em 60 oC, conforme foi previsto no projeto. Sabe-se, porém, que durante a operação
nem sempre é possível manter o isolamento térmico em perfeito estado o tempo
todo, o que pode resultar em temperaturas maiores que o valor original de projeto.
O condensado formado em decorrência da perda de calor para o meio
ambiente precisa ser drenado da tubulação, conforme foi discutido no capítulo 2.
Como não há recuperação dessa drenagem, isto representa uma perda de água,
causando déficit no balanço de massa do ciclo de geração de vapor.
O cálculo da perda de condensado nos purgadores referente a essa perda
de calor para o ambiente foi feito com a expressão mostrada a seguir, cujo valor
encontrado foi de 44 t/h.
n=4
PCP =
Σ
i=1
xi
Qt
(4.7)
(hvi - hci)
Onde:
PCP = Vazão da perda de condensado nos purgadores, [kg/h]
i = Indicador do coletor de vapor (1 = vapor de 124 bar; 2 = vapor de 44
bar; 3 = vapor de 16 bar; 4 = vapor de 4,6 bar)
x = Fração da área da tubulação para cada coletor de vapor
hv = Entalpia do vapor nas condições do coletor de vapor, [kJ/kg]
hc = Entalpia do condensado na pressão do coletor de vapor, [kJ/kg]
Qt = Perda total de calor para o ambiente por convecção e radiação da
tubulação, [kJ/h]
Resultados e Discussão
117
Tabela 4.17 - Perda de energia por convecção e radiação nas tubulações de
distribuição de vapor
Resultados e Discussão
118
Funcionamento inadequado dos purgadores
O funcionamento inadequado dos purgadores pode ser caracterizado de
duas formas:
9 Por não fazer a remoção do condensado formado na tubulação.
9 Por permitir a passagem de vapor para o meio externo.
Conforme foi visto no capítulo 2, a formação de condensado nas linhas de
vapor ocorre em função da troca térmica entre a tubulação e o meio ambiente.
Havendo falha do purgador em não remover o condensado, poderá ocorrer dano à
tubulação e aos equipamentos que usam o vapor, em função do escoamento
bifásico em alta velocidade.
Esse tipo de falha dos purgadores causa diminuição da eficiência dos
equipamentos, podendo resultar no aumento do consumo de água e energia do
sistema como um todo. Este efeito, porém, não é abordado neste trabalho, devendo
ser tratado em estudos futuros.
O funcionamento inadequado dos purgadores, por permitirem a passagem
de vapor para o meio externo, afeta diretamente os balanços de massa e energia do
sistema, implicando no aumento dos consumos de água e combustível.
Para fazer a estimativa dessa perda, foi feito um trabalho com uma empresa
especializada na fabricação e manutenção de purgadores (SPIRAX SARCO). Neste
trabalho, foram cadastrados todos os pontos de drenagem de condensado
existentes no sistema de distribuição de vapor, bem como foi feita uma avaliação do
estado operacional de cada ponto e, finalmente, a estimativa das respectivas
perdas.
O trabalho foi realizado em 2004 e a metodologia adotada compreendeu os
seguintes passos:
1) Cadastro de todos purgadores.
2) Avaliação da condição de cada purgador através de aparelho de ultrasom. Com essas medições, os purgadores foram classificados em um
dos seguintes grupos:
9 Purgador funcionando corretamente.
Resultados e Discussão
119
9 Purgador represando o condensado – Os purgadores
classificados nesse grupo estavam falhos por não estarem
drenando o condensado formado.
9 Purgador dando passagem de vapor – Os purgadores
classificados nesse grupo faziam a drenagem do condensado,
porém quando esta cessava, continuavam descarregando vapor
vivo.
3) Estimativa da perda de vapor em cada purgador identificado como dando
passagem pela avaliação feita com o aparelho de ultra-som. Essa
estimativa foi feita usando-se a figura 2.5 que foi apresentada no capítulo
2 e considerando-se as dimensões do orifício do purgador e as condições
operacionais de pressão do vapor.
A tabela 4.18 apresenta o resultado da apuração das perdas de vapor por
vazamento nos purgadores, compreendendo as plantas de produção da UNIB, as
tubovias internas e as tubovias externas até os limites de bateria das empresas do
Pólo Petroquímico que utilizam esse sistema de suprimento de vapor.
Tabela 4.18 – Perda de vapor por vazamento nos pontos de drenagem de condensado
[Fonte: (SPIRAX SARCO, 2004)]
De acordo com esses dados, o sistema de distribuição de vapor possui
Resultados e Discussão
120
3.380 purgadores, dos quais 1.209 estavam dando passagem, na época em que as
medições foram realizadas, correspondendo a uma perda de vapor de cerca de 42
t/h com a seguinte distribuição: 43% de vapor de 44 bar, 40 % de vapor de 16 bar e
17% de vapor de 4,6 bar.
Observa-se também, nessa tabela, que as tubovias externas apresentam o
maior percentual de purgadores com vazamento e que a perda de vapor nesse
subsistema de distribuição é de cerca de 17 t/h.
A perda de energia referente ao total das perdas de vapor resultantes dos
vazamentos pelos purgadores é da ordem de 127.000 MJ/h.
4.3.6.2.
Perda por vazamentos em elementos da tubulação
De um modo geral, a tubulação de um sistema de distribuição de vapor
apresenta um grande número de elementos por onde há possibilidade de ocorrer
vazamentos. Tais elementos como válvulas, flanges, “vents” e drenos são
especificados para assegurar baixos índices de vazamento, desde que a operação e
manutenção sejam feitas de forma adequada.
No caso do sistema de vapor que é objeto de estudo deste trabalho, há um
grande número desses elementos por onde ocorrem vazamentos. Porém,
considerando a diversidade de intensidade desses vazamentos e a falta de critérios
razoáveis para medir ou calcular as respectivas vazões, a estimativa dessas perdas
será feita de forma indireta pelo balanço de massa do sistema de vapor,
comparando-se o montante das saídas de água estimadas para todos os demais
pontos identificados com as vazões de reposição de água para o sistema de
geração, conforme será mostrado no item 4.3.8.
4.3.7.
Estimativa das saídas de água do ciclo durante o uso do vapor
Conforme foi visto no capítulo 3, há muitas formas de saída de água do ciclo
de geração decorrentes do uso do vapor. Foi visto também que em muitos desses
usos não há retorno de condensado para o sistema de geração, contribuindo para o
déficit do balanço de massa do sistema e o conseqüente aumento da demanda de
água de fonte externa para fazer a reposição, conforme foi visto no item 4.2.
Resultados e Discussão
121
Essas saídas de água podem ser classificadas em três grupos:
9 Saídas de água durante o uso do vapor em processos dentro da
UNIB.
9 Perda pelo alívio do controle de pressão do coletor de 4,6 bar.
9 Venda de vapor para as empresas do Pólo Petroquímico.
A seguir, será mostrado o detalhamento e a estimativa dessas saídas de
água durante o período de 2002 a 2004.
4.3.7.1. Estimativa das saídas de água durante o uso do vapor em processos
dentro da UNIB
Conforme é mostrado no apêndice A, o uso do vapor nos processos dentro
da UNIB ocorre de forma intensa e de modos diversos. Foi visto também no capítulo
3 que em muitos desses usos não há retorno de condensado para o sistema de
geração, pois o vapor ou é usado integralmente pelo processo ou o condensado
resultante tem destino diferente, como reuso na reposição de água em torres de
refrigeração ou simples descarte para o sistema de efluente inorgânico.
Para facilitar a quantificação das saídas de água do ciclo de geração durante
o uso do vapor, as diversas correntes foram classificadas em oito grupos
homogêneos, de acordo com a forma em que o vapor é usado no processo.
A tabela 4.19 apresenta a relação desses grupos, bem como as
metodologias usadas para fazer a estimativa das respectivas vazões, destacando-se
os seguintes aspectos em relação aos dados que foram utilizados para construir
essa tabela:
9 A maioria das correntes de vapor que compõem a tabela 4.19 ou
possuem medição de vazão ou podem ser estimados de forma indireta
através de cálculos a partir de outras medições do processo.
Enquadra-se no primeiro caso os grupos 1, 3 e 4, cujas correntes de
vapor possuem medição de vazão e encontram-se disponíveis em
bancos de dados com sistema de aquisição automática.
Resultados e Discussão
122
Já no segundo caso enquadra-se o grupo número 2, onde as vazões de
vapor para nebulização dos combustíveis líquidos foram calculadas a
partir das medições de vazão desses combustíveis e do conhecimento
da razão (vazão de vapor)/(vazão de combustível) definida pelo projeto
de cada queimador.
9 A outra parte das correntes de vapor não possui medição de vazão. Para
esses casos, foram levantados os dados de projeto de cada
equipamento envolvido e adotada a premissa de que estes operam
numa condição fixa. Dessa forma, foram estimadas as vazões de saída
de água do ciclo para os grupos 5, 6, 7 e 8 da tabela 4.19.
Os resultados dessa tabela mostram que cerca de 390 t/h de água saem do
ciclo de geração de vapor dentro da UNIB, referindo-se este montante apenas à
forma em que se dá o uso do vapor.
De acordo com esses resultados, os grupos homogêneos que apresentaram
maior peso foram:
♦
Reuso de condensado como água clarificada – Esse grupo é formado
pelo condensado formado em duas grandes turbinas condensantes,
sendo uma na UTE e outra na planta de olefinas 1. Esse condensado foi
encaminhado para reuso como água clarificada em torres de
resfriamento ou para produção de água desmineralizada na UTA. A
correspondente saída de água do ciclo de geração de vapor esteve
entre 95 e 148 t/h durante o período analisado.
♦
Trocadores de calor em que não há retorno de condensado – Esse
grupo é formado por trocadores de calor localizados no parque de
estocagem e distribuição, onde não há retorno do condensado formado.
Contribuiu com uma perda média de condensado de cerca de 90 t/h.
♦
Injeção de vapor em correntes de processo – Esse grupo compreende
diversos pontos no processo das plantas de Olefinas e Aromáticos onde
há injeção de vapor cujo consumo, além de gerar déficit no balanço de
água, faz aumentar o volume de efluentes do sistema orgânico. Durante
o período de análise, contribuiu com uma vazão média em torno de 60
t/h.
Resultados e Discussão
♦
123
Traços de vapor e estações de uso geral – Predomina nesse grupo o
uso de vapor para manter o aquecimento de linhas por onde escoam
produtos viscosos. Linhas desse tipo encontram-se espalhadas em
muitas áreas operacionais da UNIB e não há sistema para recuperar o
condensado formado pelo uso do vapor. A geração estimada de
condensado nesse grupo foi da ordem de 60 t/h.
Tabela 4.19 - Saídas de água do ciclo de geração durante o uso do vapor em
processos dentro da UNIB
4.3.7.2. Alívio pelo sistema de controle de pressão do coletor de vapor de 4,6
bar
Conforme é mostrado no Apêndice A, o sistema de vapor é composto por
quatro coletores em diferentes pressões: 124 bar, 44 bar, 16 bar e 4,6 bar. O coletor
de maior pressão é alimentado diretamente a partir da geração de vapor das
caldeiras e dos fornos de pirólise. A alimentação dos demais coletores é feita a partir
Resultados e Discussão
124
do vapor exausto proveniente de um grande número de turbinas que têm como
função produzir trabalho mecânico, atendendo a demandas do processo e gerando
energia elétrica.
Cada coletor possui um sistema próprio de controle de pressão que obedece
ao princípio de fechamento do balanço de massa entre a alimentação e o consumo.
A figura 4.6 ilustra como é feito o controle de pressão em cada coletor, cuja
descrição é resumida a seguir:
9 Para o coletor de vapor de 124 bar, o controle é feito com a variação da
geração de vapor nas caldeiras, de modo a manter o equilíbrio com a
demanda dos usuários nesse nível de pressão.
9 Para o coletor de vapor de 44 bar, o controle é feito com a variação da
extração de vapor nos turbo geradores, de modo a manter o equilíbrio
com o montante de consumo dos diversos usuários da UNIB e do Pólo
Petroquímico. Para condições especiais, há ainda válvulas de controle
que reduzem a pressão de uma parte do vapor de 124 bar para 44 bar.
9
Para o coletor de vapor de 16 bar, o controle é feito com a variação da
vazão de vapor de 124 bar para os turbo geradores, de modo a manter o
equilíbrio com o montante de consumo dos diversos usuários da UNIB e
do Pólo Petroquímico. Também, para condições especiais, há válvulas
de controle que reduzem a pressão de uma parte do vapor de 44 bar
para 16 bar.
9
O coletor de vapor de 4,6 bar é alimentado pelo vapor exausto de um
número muito grande de turbinas, de pequeno a grande porte, que
acionam bombas, compressores e ventiladores cujas potências são
determinadas pelos respectivos processos. Há também um número
muito grande de usuários de vapor nesse nível de pressão cujos
consumos são determinados pelas demandas dos processos envolvidos.
Como as necessidades do processo é que determinam as vazões de
entrada e saída de vapor nesse coletor, o controle da pressão é feito da
seguinte forma:
Resultados e Discussão
♦
125
No caso da geração ser menor que o consumo, o controle da
pressão é feito através da abertura de válvula de controle que reduz
a pressão de uma parte do vapor de 16 para 4,6 bar.
♦
No caso da geração ser maior que o consumo, o controle da pressão
é feito pelo lançamento do vapor excedente para a atmosfera.
A situação real mostra que a geração de vapor na pressão de 4,6 bar é
maior que o consumo, fazendo com que haja sempre um excedente que é lançado
na atmosfera através do sistema de controle de pressão, conforme ilustra a figura
4.6.
Figura 4.6 - Controle de pressão dos coletores de vapor
Há medição confiável da vazão desse excedente de vapor que é lançado na
atmosfera. Um sistema de aquisição automática de informações do processo faz o
armazenamento dessas vazões em um banco de dados. Usando os dados históricos
armazenados nesse banco, foi feito o levantamento das vazões no período entre
2002 e 2004, obtendo-se os resultados apresentados na tabela 4.20.
Resultados e Discussão
126
Tabela 4.20 - Perdas de vapor lançado na atmosfera pelo sistema de controle de
pressão do coletor de 4,6 bar
Esses resultados mostram que as perdas de vapor de 4,6 bar para a
atmosfera, no período analisado, foram muito grandes. Mostram também que as
perdas apresentaram grandes variações entre os meses de um mesmo período, o
que pode ter relação com alterações no processo como:
9 Variação de carga nas plantas industriais de produção;
9 Mudança das condições operacionais;
9 Variação do número de turbinas em operação e que geram vapor de
4,6 bar como vapor de exausto.
Resultados e Discussão
127
Outra observação importante sobre os dados da tabela 4.20 refere-se à
tendência decrescente das perdas de vapor de 4,6 bar para a atmosfera, ao longo
do período entre 2002 e 2004. Essa significativa redução foi fruto de um trabalho
voltado para a minimização dessa perda, o qual será mostrado no capítulo 5.
Quanto às perdas de energia associadas com o vapor de 4,6 bar lançado
na atmosfera, a tabela 4.21 sumariza os resultados.
Tabela 4.21 - Perdas de energia associadas com o vapor lançado na atmosfera pelo
sistema de controle de pressão do coletor de 4,6 bar
4.3.7.3. Venda de vapor para as empresas do Pólo Petroquímico
A maioria das empresas do Pólo Petroquímico consome vapor produzido
pela UNIB. São 28 empresas que recebem vapor superaquecido nas pressões de 16
bar e de 44 bar. O suprimento é feito por meio de tubovias que cobrem grandes
distâncias.
Resultados e Discussão
128
Apesar da maioria desses consumos serem expressivos, há um ponto
comum em todas as empresas: em nenhuma há retorno de condensado para o
sistema de geração de vapor da UNIB.
A tabela 4.22 apresenta o montante do suprimento de vapor que foi feito
pela UNIB às empresas do Pólo Petroquímico no período de 2002 a 2004. Observase que a maior parcela foi de vapor de 16 bar, com uma participação de cerca de
60%, e que o suprimento total apresentou médias anuais estáveis, variando entre
419 e 454 t/h.
Tabela 4.22 - Suprimento de vapor feito pela UNIB às empresas do Pólo
Petroquímico
4.3.8.
Balanço de água no sistema de vapor
As estimativas das vazões de saída de água do sistema de vapor em cada
fase do ciclo, que foram apresentadas neste capítulo, encontram-se sumarizadas na
tabela 4.23. Na penúltima linha dessa tabela encontram-se, também, as vazões de
reposição de água desmineralizada que foram usadas para fechar os balanços de
massa do sistema de vapor nos períodos correspondentes, para compensar as
vazões de saída de água desse sistema. Essas vazões foram apresentadas na
tabela 4.4.
Comparando-se o montante das vazões de saída de água apuradas em
cada período para as fases do ciclo com as respectivas vazões efetivas de reposição
de água desmineralizada, obtém-se as diferenças cujos valores encontram-se
expressos na última linha da tabela 4.23.
Resultados e Discussão
129
Tabela 4.23 - Comparação entre a reposição de água desmineralizada no sistema de vapor
e o somatório das saídas de água desse sistema sem considerar os
vazamentos pelos elementos da tubulação
Conforme foi comentado no item 4.3.6.2, o sistema de geração e distribuição
de vapor é muito extenso e apresenta um grande número de elementos em que há
vazamento de vapor. Como não foi possível estimar esses vazamentos de forma
direta, com dados específicos dos elementos por onde ocorrem as fugas de vapor,
pode-se atribuir às diferenças encontradas na comparação dos balanços da tabela
4.23 como sendo devidas aos vazamentos existentes no sistema.
Resultados e Discussão
4.4.
130
OPORTUNIDADES PARA REDUÇÃO DAS PERDAS DE ÁGUA E ENERGIA
A estimativa das vazões de saída de água do sistema de vapor em cada
fase do ciclo de geração, distribuição e uso mostrou que as mesmas são
expressivas. A tabela 4.24 apresenta um resumo desses resultados, na qual se pode
ter uma visão geral do sistema e a indicação de quais são as formas de saída de
água que mais afetam o balanço de massa.
Figura 4.24 - Distribuição das formas de saída de água em cada fase do ciclo
de geração, distribuição e uso do vapor
De acordo com esses resultados, a fase do ciclo referente ao uso do vapor
foi onde ocorreram as maiores vazões de saída de água do sistema, sendo estas
saídas compostas de duas parcelas: uso do vapor dentro da UNIB e uso do vapor
pelas empresas do Pólo.
Resultados e Discussão
131
Dentro da UNIB, as vazões foram crescentes ao longo do período analisado,
variando de 406 t/h em 2002 para em torno de 430 t/h nos anos subseqüentes. Já
em relação às empresas do Pólo Petroquímico, as vendas de vapor, que
correspondem a saídas de água do sistema, apresentaram ligeiro declínio ao longo
do período, variando de 454 t/h em 2002 para em torno de 420 t/h nos anos
seguintes.
As duas outras fases do ciclo – geração e distribuição de vapor –
apresentaram vazões bem menores. Em ambos os casos, as vazões médias anuais
de saída de água do ciclo ficaram em torno de 100 t/h.
No caso do sistema de geração de vapor, as vazões de saída de água do
ciclo foram determinadas pelas purgas das caldeiras e dos fornos de pirólise das
plantas de Olefinas 1 e Olefinas 2. Estas purgas apresentaram tendências distintas
ao longo do período de 2002 a 2004, conforme ilustra a figura 4.7. Enquanto as
saídas de água pela purga das caldeiras foram decrescentes ao longo do período,
os fornos de pirólise da planta de Olefinas 1 apresentaram tendência oposta. Já os
fornos da planta de Olefinas 2 apresentaram resultados estáveis.
Figura 4.7 - Saídas efetivas de água do ciclo de geração de vapor através dos sistemas
de purga
Conforme os dados da tabela 4.24, as vazões de saída de água do sistema
de vapor são muito grandes. Para fazer a classificação das oportunidades para
redução das perdas de água e energia, estas correntes foram agrupadas em três
categorias:
Resultados e Discussão
132
1) Saída de água pelo não retorno de condensado do vapor vendido para
28 empresas do Pólo Petroquímico.
2) Saída de água pela injeção de vapor em correntes do processo dentro
da UNIB.
3) Perda de água decorrente das perdas de vapor e condensado no
sistema de geração, distribuição e uso do vapor.
No primeiro grupo, as vazões de saída de água pelo não retorno de
condensado do vapor vendido para as empresas do Pólo Petroquímico são bastante
expressivas, representando cerca de 40% da necessidade de reposição de água
desmineralizada para o sistema de vapor. O uso do vapor nessas empresas, porém,
se destina ao atendimento de demandas dos diversos processos, carecendo de
análises específicas, em cada caso, para identificar se há formação de condensado
e se há possibilidade de retorno para o sistema de geração de vapor. Como neste
trabalho essa análise não foi feita e considerando o montante das vazões
envolvidas, recomenda-se a realização de estudos futuros para tratar desse assunto.
No segundo grupo, as vazões de saída de água resultantes da injeção de
vapor em correntes do processo dentro da UNIB são também expressivas,
representando cerca de 10% da reposição de água desmineralizada para o sistema
de geração de vapor. Porém, não se pode dizer que essas correntes representam
perdas de água e energia, visto que se destinam a atender necessidades
específicas do processo. Análises nesses processos poderão indicar oportunidades
para redução da demanda desse tipo de uso do vapor, com a conseqüente
diminuição das vazões de saída de água do sistema. Recomenda-se, portanto, a
realização de estudos futuros para tratar desse assunto.
No terceiro grupo, as vazões de saída de água decorrentes das perdas de
vapor e condensado para o ambiente são bastante expressivas, representando
cerca de 50% da necessidade de reposição de água desmineralizada para o sistema
de geração de vapor. Ao contrário dos dois primeiros grupos, essas correntes
representam perdas de água e energia que ocorrem fora de qualquer demanda dos
processos, estando associadas a alguma disfunção do sistema de vapor. Trata-se
de perdas múltiplas e espalhadas nas três fases do ciclo do vapor: geração,
distribuição e uso.
Resultados e Discussão
133
Para classificar as oportunidades para redução dessas perdas, segundo
uma ordem que permita apontar as prioridades, a relevância de cada oportunidade
foi determinada considerando-se quatro diferentes aspectos: perda de água, perda
de energia, emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2) e custo.
As relevâncias de cada oportunidade referentes aos dois primeiros aspectos
– perda de água e perda de energia – já foram demonstradas nos itens deste
capítulo em que cada perda foi analisada. Quanto às relevâncias para os dois
últimos aspectos, a determinação foi feita conforme a descrição apresentada a
seguir.
Emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2)
O cálculo da emissão equivalente de CO2 foi feito a partir da estimativa da
perda de energia e considerando-se a premissa de que toda fonte primária de
energia para geração de vapor provém da queima de combustível que contém
carbono na estrutura molecular.
A expressão usada para fazer o cálculo da emissão equivalente de CO2 foi a
seguinte:
105 PE fC PMCO2
ECO2 =
η PMC PCIOCA1
(4.8)
Onde:
ECO2 = Vazão da emissão equivalente de CO2, [t/ano].
PE = Perda de energia, [GJ/ano].
fC = Fração mássica de carbono no combustível OCA1, [kg/kg].
PMCO2 = Massa molecular do CO2, [g/g-mol].
η = Eficiência energética na geração de vapor, [%].
PMC = Massa atômica do carbono, [g/g-mol].
PCIOCA1 = Poder calorífico inferior do óleo combustível OCA1, [kJ/kg].
Resultados e Discussão
134
Nos cálculos, foi considerado como combustível o óleo combustível OCA1
com poder calorífico inferior (PCI) de 40.000 kJ/kg e com uma fração mássica de
carbono igual a 0,9. Foi considerada, também, uma eficiência energética na geração
de vapor de 90% com base no PCI.
Custo
O cálculo do custo associado a cada oportunidade foi feito considerando-se
que este é composto de duas parcelas: custo da perda de energia e custo da
reposição de água desmineralizada para compensar a perda de massa.
COP = CPE + CPAGD
(4.9)
105 PE COCA1
CPE =
(4.10)
η PCIOCA1
CPAGD = 10-3 PA * CAGD
(4.11)
Onde:
COP = Custo das perdas associadas com a oportunidade, [Mil R$/ano].
CPE = Custo da perda de energia, [Mil R$/ano].
CPAGD = Custo da reposição de água desmineralizada para compensar a
perda de massa, [Mil R$/ano].
COCA1 = Custo do óleo combustível OCA1, [R$/t].
CAGD = Custo da água desmineralizada, [R$/t].
PA = Perda de água, [t/ano].
Para o cálculo dos custos das perdas, foram considerados os seguintes
valores:
9 Custo do óleo combustível OCA1 = 700 R$/t
9 Custo da água desmineralizada = 1,17 R$/t
Resultados e Discussão
135
A tabela 4.25 apresenta a relação das oportunidades para redução das
perdas de água e energia no sistema de vapor com as respectivas relevâncias das
perdas associadas, considerando-se os quatro aspectos definidos acima: perda de
água, perda de energia, emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2) e custo.
Os cálculos foram realizados com base nos dados mais recentes do período
analisado, o ano de 2004. Os resultados mostram o efeito que seria obtido se cada
perda fosse completamente eliminada.
Tabela 4.25 - Relevância das oportunidades para redução das perdas de água e
energia no sistema de vapor, com base nos dados de 2004
Os resultados da tabela 4.25 mostram que a perda total de água no sistema
de vapor para o ambiente em 2004 foi da ordem de 3,4 milhões de toneladas,
correspondendo a uma média de 380 t/h. A maior parcela foi o não retorno de
condensado gerado em sistemas de troca térmica, incluindo trocadores de calor,
Resultados e Discussão
136
traços de vapor em linhas que operam com produtos viscosos e estações de uso
geral de vapor de baixa pressão.
Quanto às perdas de energia para o meio ambiente, o montante em 2004 foi
da ordem de 4,1 milhões de GJ, correspondendo a uma média de 470 GJ/h, sendo a
maior parcela referente às perdas de vapor pelo funcionamento deficiente dos
purgadores. Outras grandes perdas de energia foram:
9 Perda de calor para o ambiente através do isolamento térmico da
tubulação de distribuição de vapor.
9 Perda de vapor pelo sistema de controle de pressão do coletor de 4,6
bar.
9 Perda de vapor por vazamentos na tubulação (excluindo-se os
purgadores).
9 Purga dos fornos da planta de Olefinas 1.
A emissão de CO2 equivalente às perdas de energia foi de cerca de 377 mil
t/ano. As parcelas mais relevantes que compõem esse montante correspondem às
mesmas oportunidades que foram apresentadas acima para as perdas de energia.
O montante dos custos das perdas de água e energia para o ambiente em
2004 pelo sistema de vapor foi de cerca de R$ 84 Milhões. Este montante foi
composto de duas parcelas: R$ 80 Milhões referentes às perdas de energia e R$ 4
Milhões referentes às perdas de água, tendo sido essas parcelas calculadas com as
expressões (4.10) e (4.11), respectivamente.
As oportunidades para redução das perdas de água e energia para o
ambiente, que foram apresentadas na tabela 4.25, encontram-se classificadas em
ordem decrescente em relação à relevância do aspecto custo. Comparando-se a
seqüência desse aspecto com a dos demais, percebe-se que as seqüências dos
aspectos perda de energia e emissão equivalente de CO2 são quase as mesmas
que do aspecto custo, enquanto que a seqüência do aspecto perda de água é bem
diferente.
Observando-se os dados da tabela 4.25, percebe-se que não é possível
estabelecer-se um único aspecto para definir a seqüência de prioridades na
elaboração de um plano de ação para reduzir as perdas num sistema de vapor. É
Resultados e Discussão
137
necessário que os aspectos apresentados nessa tabela sejam conjuntamente
considerados, para evitar que questões relevantes deixem de ser consideradas.
Por exemplo, se apenas o critério custo for utilizado para priorizar as ações
que irão tratar as perdas que foram identificadas neste trabalho, a oportunidade
número 9 da tabela 4.25 (perda pelo não retorno do condensado gerado em
trocadores de calor), com uma perda de cerca de 1,36 milhões de t/ano de água,
estaria entre as últimas a serem tratadas, pois o custo anual de R$ 1,582 Milhões
com a água desmineralizada para reposição é relativamente baixo, quando se
compara com os custos relacionados com as demais oportunidades.
Outro aspecto que precisa ser considerado na elaboração do plano de ação
é o grau de dificuldade para tratar cada perda, sendo este traduzido pela
disponibilidade de tecnologia e pelo investimento requerido.
Capítulo 5
138
5.
TRABALHOS REALIZADOS PARA REDUZIR PERDAS
5.1.
INTRODUÇÃO
Nesse capítulo serão apresentados dois trabalhos que foram realizados com
o objetivo de reduzir perdas de água e energia no sistema de vapor. Esses trabalhos
foram desenvolvidos a partir de 2003 e os seus efeitos na melhoria do desempenho
global desse sistema foram percebidos durante a realização dos balanços
realizados.
O primeiro teve como foco de atenção a redução da purga das caldeiras,
tendo sido parte de um conjunto de atividades que foram implementadas nesses
geradores de vapor para melhoria da eficiência energética. O segundo trabalho teve
como objetivo reduzir o lançamento de vapor de 4,6 bar para a atmosfera pelo alívio
do sistema de controle de pressão.
Em tais trabalhos, a metodologia utilizada compreendeu as seguintes
etapas:
9 Levantamento de dados do processo e quantificação das perdas.
9 Análise do processo e identificação das variáveis chaves – aquelas
que mais afetam as perdas que se estava querendo reduzir.
9 Identificação das causas-raiz que levam as variáveis chaves do
processo a atingirem as faixas que geram a perda.
9 Identificação de ações para tratar as causas-raiz, minimizando ou
eliminando os seus efeitos.
9 Quantificação dos resultados obtidos com a implantação das
melhorias.
5.2.
REDUÇÃO DA PURGA DAS CALDEIRAS
Conforme foi mostrado no capítulo 2, a purga é uma perda inerente ao
processo de geração de vapor, pois faz parte do controle químico da água da
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
139
caldeira. Esta perda ocorre para manter as concentrações das impurezas dentro de
limites que não causem danos nem para a caldeira nem para os equipamentos que
usam o vapor. O que se discute, porém, é a necessidade de um controle sistemático
sobre os parâmetros que determinam esses limites, de modo que a purga possa ser
gerenciada e mantida nos menores valores possíveis (HARRELL, 2002).
5.2.1.
Tratamento químico da água das caldeiras
Para manter sob controle os parâmetros químicos relevantes para a
segurança das caldeiras, o tratamento aplicado é composto de várias etapas, a
saber:
♦
Desaeração térmica da água desmineralizada e do condensado que
compõem a água de alimentação das caldeiras – Esse processo tem
como objetivo remover o oxigênio e CO2 dissolvidos e consiste no
aquecimento da água até o ponto de saturação por contato direto com a
injeção de vapor de 4,6 bar.
♦
Dosagem contínua de produtos químicos na água do desaerador, – Os
produtos químicos dosados nesse ponto têm dois objetivos: (1) reagir
quimicamente com qualquer traço de oxigênio remanescente da
desaeração térmica e garantir a ausência dessa impureza na água de
alimentação
das
caldeiras;
(2)
neutralizar
os
gases
ácidos
remanescentes da desaeração.
♦
Dosagem de fosfato tri-sódico e mono-sódico na água do tubulão de
cada caldeira – A dosagem desses produtos tem como objetivo fazer o
controle congruente do fosfato, de modo a manter a razão das
concentrações de Na/PO4 na água de cada caldeira entre 2,3 e 2,6 e ao
mesmo tempo manter o pH entre 9,1 e 9,6. A aplicação desse programa
de tratamento químico evita a presença de soda livre ou de ácidos
(COSTA e BRESTEL, 1989), evitando assim a ocorrência de corrosão.
♦
Realização de purga – Complementando o controle químico, é mantida
uma retirada contínua da água da caldeira a partir da fase líquida do
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
tubulão
superior.
Esta
140
retirada
tem
como
função
manter
as
concentrações das impurezas abaixo dos limites de segurança
preestabelecidos.
Uma das impurezas de maior interesse é a sílica, conforme foi discutido no
capítulo 2, pois além de poder causar danos para a caldeira, pode ser arrastada pelo
vapor e causar danos às turbinas. Usando-se a figura 3.2 e considerando-se a
pressão de operação da caldeira de 124 bar, encontra-se que, para um pH de 9,5, o
limite máximo de concentração de sílica na água da caldeira é de 1 ppm.
Para complementar o programa de tratamento, a monitoração dos
parâmetros químicos da água das caldeiras é feita segundo os limites apresentados
na tabela 5.1.
Tabela 5.1 – Parâmetros químicos da água de caldeira
Limite ou faixa de
Parâmetro
pH
5.2.2.
controle
9,1 – 9,6
Fosfato (ppm)
2 – 6
Condutividade (μS/cm)
< 50
Sílica (ppb)
< 1000
Cloreto (ppb)
< 1000
Implantação de ações para redução da purga
Durante a análise do processo foram identificados alguns fatores que faziam
com que a purga das caldeiras fosse maior que a necessária. Dentre estes, os
principais foram:
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
9
141
Falta de medição da vazão de purga de cada caldeira e de sistemática
para sua determinação por método indireto.
9
Oscilação da qualidade da água desmineralizada que faz a reposição do
inventário do sistema.
A falta de referência em termos da vazão de purga, fazia com que o
operador adotasse uma postura conservadora em relação às concentrações das
impurezas na água das caldeiras. Assim, o parâmetro condutividade da água da
caldeira, que é um indicador do teor de sais dissolvidos (HARRELL, 2002), era
mantido bem abaixo do limite máximo permitido de 50 μS/cm, conforme pode ser
observado na figura 5.1.
Figura 5.1 – Condutividade da água das caldeiras no período anterior a sistemática
de acompanhamento e monitoração da purga
Da mesma forma, em relação à sílica, as concentrações tanto na água das
caldeiras quanto no vapor produzido eram mantidas excessivamente abaixo dos
limites permitidos, conforme mostram as figuras 5.2 e 5.3, respectivamente.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
Figura 5.2 – Concentração de sílica na água das caldeiras
Figura 5.3 – Concentração de sílica no vapor produzido pelas caldeiras
142
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
143
O critério adotado em manter esses parâmetros químicos bem abaixo dos
limites permitidos estava correto sob o ponto de vista da segurança operacional, pois
fazia com que as concentrações das impurezas dissolvidas permanecessem bem
afastadas dos limites que poderiam causar algum tipo de dano. Porém, não
explorava a possibilidade de se otimizar a purga e ainda manter esses parâmetros
em faixas seguras, evitando-se perdas desnecessárias de água e energia, além do
maior consumo de produtos químicos.
Visando estabelecer uma sistemática de gestão sobre a purga das caldeiras,
de modo que fosse possível reduzir as perdas e ao mesmo tempo manter os
parâmetros químicos dentro de faixas seguras, foi desenvolvido um modelo de
acompanhamento para permitir ao operador ter mais domínio sobre os fatores
envolvidos nesse processo. Os principais pontos desse modelo foram:
9
Aumento da freqüência das análises das impurezas que concentram na
água das caldeiras.
9
Registro gráfico dos dados analíticos da água das caldeiras (pH, fosfato,
condutividade, sílica e cloreto) em local visível e próximo ao painel de
controle.
9
Mudança do critério para o ajuste da purga, passando-se a buscar a
minimização dessa perda sem que os parâmetros químicos saíssem das
respectivas faixas de segurança.
9
Cálculo da purga de cada caldeira e registro gráfico feito pelo próprio
operador.
O cálculo da purga passou a ser feito através do balanço de massa de uma
espécie química no volume de controle da caldeira, utilizando-se a
expressão (4.2) que foi apresentada no capítulo 4.
Com essa sistemática de acompanhamento do processo, e tendo-se como
propósito reduzir as perdas de água e energia, foi possível diminuir a purga das
caldeiras de forma significativa, conforme pode ser observado pela comparação das
figuras 5.4 e 5.5.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
144
Figura 5.4 - Purga das caldeiras no período anterior a implantação da sistemática
para minimização das perdas
Figura 5.5 - Purga das caldeiras após a implantação da sistemática para minimização
das perdas
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
145
A análise estatística dos dados que geraram a figura 5.4 mostra que estes
seguem uma distribuição de freqüências normal, segundo o critério de eliminação
dos dados espúrios de Chauvenet apresentado por Vuolo (1996). Fazendo-se a
análise dos dados que geraram a figura 5.5, usando-se o mesmo critério, chega-se à
conclusão de que estes também seguem uma distribuição normal. A figura 5.6
mostra os histogramas desses dados.
Figura 5.6 - Histogramas dos dados referentes à purga das caldeiras. (a) período anterior
à implantação do trabalho para minimização das perdas; (b) período posterior
à implantação desse trabalho.
Visando constatar se há diferença significativa entre as médias das purgas
das caldeiras nos períodos anterior e posterior à implantação dos trabalhos para
minimização das perdas, foi realizado o Teste-Z de Hipótese para Diferença entre
Médias apresentado por Lapponi (2000), considerando-se uma significância α =
0,05. Os resultados deste teste encontram-se sumarizados na tabela 5.2, de onde
se conclui que a hipótese nula (H0) de que as médias nos dois períodos são iguais
deve ser rejeitada, visto que o valor de z-observado foi bem maior que o valor de zcrítico definido pela significância α considerada. Portanto, de acordo com esses
dados, se deve aceitar a hipótese alternativa (H1) de que as médias das purgas nos
dois períodos são diferentes.
Assim, a análise estatística dos dados que geraram a figura 5.4 mostra que,
para um intervalo de confiança de 95 %, a média das purgas das caldeiras antes da
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
146
implantação da sistemática de acompanhamento era de 3,87 %, apresentando uma
incerteza de + 0,12 %. A mesma análise para os dados da figura 5.5 mostra que a
média das purgas das caldeiras, após a implantação da sistemática de
acompanhamento, passou a ser de 1,47 % e com uma incerteza de + 0,02 %.
Tabela 5.2 - Teste-Z: duas amostras para médias
(purga das caldeiras)
Dados anteriores Dados posteriores
Média
Variância conhecida
Observações
Hipótese da diferença de média
z observado
P(Z<=z) uni-caudal
z crítico uni-caudal
P(Z<=z) bi-caudal
z crítico bi-caudal
3,866941233
1,497
640
0
48,17431696
0
1,644853
0
1,959961082
1,473609937
0,578
4477
Quanto às impurezas dissolvidas na água das caldeiras, a figura 5.7 mostra
como ficou a condutividade, após a implantação da sistemática de acompanhamento
e monitoração para redução das purgas. Observa-se que a faixa de variação
aproximou um pouco mais do limite de 50 μS/cm, mas que ainda permaneceu em
uma faixa segura.
Figura 5.7 – Condutividade da água das caldeiras após a implantação da sistemática
de acompanhamento para redução da purga
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
147
A análise estatística dos dados que geraram as figuras 5.1 e 5.7 mostra que
estes seguem distribuições normais, conforme pode ser observado nos Histogramas
apresentados na figura 5.8.
Figura 5.8 - Histogramas dos dados referentes à condutividade da água das caldeiras.
(a) período anterior à implantação do programa para minimização das perdas;
(b) período posterior à implantação desse programa.
Visando constatar se há diferença significativa entre as médias nos períodos
anterior e posterior à implantação dos trabalhos para minimização das perdas, foi
realizado o Teste-Z de Hipótese para Diferença entre Médias apresentado por
Lapponi (2000), considerando-se uma significância α = 0,05. Os resultados deste
teste encontram-se sumarizados na tabela 5.3, de onde se conclui que a hipótese
nula (H0) de que as médias nos dois períodos são iguais deve ser rejeitada, visto
que o valor de z-observado foi bem menor que o valor de z-crítico definido pela
significância α considerada. Portanto, de acordo com esses dados, se deve aceitar a
hipótese alternativa (H1) de que as médias das purgas nos dois períodos são
diferentes.
Assim, a análise estatística dos dados que geraram a figura 5.1 mostra que,
para um intervalo de confiança de 95 %, a média da condutividade da água das
caldeiras, antes da implantação da sistemática de acompanhamento, era de 24,28
μS/cm, apresentando uma incerteza de + 0,26 μS/cm. A mesma análise para os
dados da figura 5.7 mostra que a média da condutividade da água das caldeiras,
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
148
após a implantação da sistemática de acompanhamento, aumentou para 30,66
μS/cm, apresentando uma incerteza de + 0,24 μS/cm.
Tabela 5.3 - Teste-Z: duas amostras para médias
(condutividade da água das caldeiras)
5.2.3.
Ganhos obtidos com a redução da purga das caldeiras
A redução da purga das caldeiras, conforme foi demonstrada pela
comparação das figuras 5.4 e 5.5, trouxe ganhos significativos na diminuição da
demanda de água de reposição bem como na redução da perda de energia. Além
dos ganhos ambientais diretamente relacionados com essa melhoria operacional,
houve também ganho econômico, traduzindo-se na redução de custos.
A tabela 5.4 apresenta os ganhos obtidos. Para construir esta tabela, foi
considerada como referência uma geração média de vapor de 124 bar de 1.100 t/h,
que é muito próxima do valor médio do período de 2002 a 2004.
Os valores da coluna A, para cada item da tabela 5.4, foram calculados para
uma geração de vapor de 1.100 t/h e as caldeiras operando com uma purga média
de 3,87 %, que foi o valor apurado para o período anterior à implantação das
melhorias para a diminuição da purga. Os valores da coluna B foram também
calculados usando os mesmos critérios, só que considerando uma purga média de
1,47 % que foi o valor apurado para o período posterior à implantação das
melhorias.
O efeito da redução da purga sobre cada item da tabela é obtido através da
diferença entre os valores das colunas A e B. Assim, observa-se que houve uma
diminuição de 28 t/h na vazão de purga das caldeiras, o que resultou numa redução
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
149
equivalente da demanda de água desmineralizada para reposição do inventário do
sistema.
Tabela 5.4 - Ganhos com a redução da purga das caldeiras.
Notas: (1) - Custo da água desmineralizada para reposição do inventário do sistema de
geração de vapor, incluindo os custos com os produtos químicos usados no
tratamento: 1,17 R$/t.
(2) - Foi considerado OCA1 com poder calorífico inferior de 40.000 kJ/kg.
(3) - Custo do OCA1: 700 R$/t
Além da redução da demanda de água, a diminuição da purga trouxe
também outros ganhos:
9 Redução de 38.805 MJ/h na perda de energia pela purga das
caldeiras, correspondendo a uma diminuição da queima de 970 kg/h
de óleo combustível tipo OCA1 e 28.000 t/ano a menos de CO2
lançado na atmosfera.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
150
9 Redução dos custos com água desmineralizada e produtos químicos
de 32,61 R$/h.
9 Redução dos custos com óleo combustível de 679,08 R$/h.
A redução total dos custos com água, produtos químicos e óleo combustível
perfaz um total de 711,69 R$/h ou de 6,2 milhões de R$/ano. Deve-se ressaltar que
para a obtenção desses resultados não foi feito nenhum investimento de capital,
tendo ocorrido apenas um aumento do número de análises de laboratório com um
custo adicional estimado de R$ 20.000 por ano.
5.3.
REDUÇÃO DA PERDA DE VAPOR DE 4,6 BAR PARA ATMOSFERA
Conforme foi visto no capítulo 4, o controle da pressão em cada coletor de
vapor obedece ao princípio de fechamento do balanço de massa entre a geração e o
consumo. No caso do coletor que opera com pressão mais baixa (4,6 bar), foi visto
que a geração de vapor é maior que o consumo, fazendo com que haja sempre um
excedente que é lançado na atmosfera através do sistema de controle de pressão.
5.3.1.
Balanço de massa no coletor de vapor de 4,6 bar
Através da análise dos diversos processos, pode-se encontrar um grande
número de fontes geradoras de vapor na pressão de 4,6 bar. Para facilitar a
apresentação nesse trabalho, as diversas fontes geradoras foram classificadas nos
seguintes grupos:
9 Turbinas que recebem vapor em 44 bar e têm o exausto em 4,6 bar.
9 Turbinas que recebem vapor em 16 bar e têm o exausto em 4,6 bar.
9 Vasos que fazem expansão de condensado e geram vapor de 4,6 bar.
Da mesma forma, os diversos consumidores de vapor na pressão de 4,6 bar
podem ser classificados nos seguintes grupos:
9 Desaeradores da água de alimentação das caldeiras.
9 Desaeradores da água de alimentação dos fornos.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
151
9 Trocadores de calor do processo.
9 Preaquecedores de ar das caldeiras.
9 Turbogerador para geração de energia elétrica.
9 Injeção de vapor em correntes de processo.
A partir dos dados de projeto das fontes geradoras e dos consumidores de
vapor na pressão de 4,6 bar, foi construída a tabela 5.5 na qual é apresentado o
balanço de massa esperado para o coletor de vapor nessa pressão.
Tabela 5.5 - Balanço de massa no coletor de vapor de 4,6 bar
De acordo com os dados da tabela 5.5, a geração total de vapor de 4,6 bar
esperada na condição básica de projeto seria de 623 t/h, enquanto que o consumo
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
152
total seria de 527 t/h. Com isto, haveria um excedente de 96 t/h vapor nesta pressão
que seria lançado na atmosfera através do sistema de controle.
O balanço, com os dados de projeto apresentados na tabela 5.5, mostra
coerência com a condição operacional atual, uma vez que o ciclo de vapor da UTE já
não tem capacidade para absorver reciclo energético, o que leva ao alívio de
quantidades significativas de vapor de 4,6 bar para atmosfera (ALMEIDA, 2005).
5.3.2.
Levantamento de dados do processo
Conforme foi relatado no capítulo 4, existe medição da vazão de vapor que é
lançado na atmosfera pelo sistema de controle de pressão, sendo essas
informações coletadas e armazenadas automaticamente por um sistema de
aquisição de dados.
Visando o entendimento da dinâmica do coletor de vapor de 4,6 bar, foi feito
o levantamento histórico das vazões médias diárias de perda para a atmosfera,
cujos dados são apresentados na figura 5.9.
Os dados desta figura mostram que as vazões da perda de vapor foram
bastante elevadas, superando muitas vezes a previsão de projeto mostrada no item
anterior. Observou-se também que essas vazões apresentaram grande variação,
sugerindo que há fatores importantes no processo que mudam ao longo do tempo,
fazendo com que a diferença entre geração e consumo de vapor nesse nível de
pressão seja muito instável.
Observando-se a tabela 5.5, percebe-se que mais de 90 % do vapor gerado
na pressão de 4,6 bar provém do exausto de turbinas, que são equipamentos que se
destinam a atender as demandas de potência do processo. Já entre os
consumidores de vapor nessa pressão, há um claro predomínio do uso para atender
demandas térmicas do processo.
Pelas características dos processos petroquímicos, nem as demandas de
potência nem as demandas térmicas são estáveis o tempo todo, podendo estar
sujeitas a oscilações decorrentes de diversos fatores como: variação de carga da
planta, mudança da condição operacional e tempo de campanha. Assim, turbinas,
trocadores de calor e os demais equipamentos que usam vapor podem apresentar
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
153
demandas variáveis ao longo do tempo, conforme as necessidades do processo e
influenciando de forma significativa o balanço de massa do sistema de vapor.
Portanto, o conhecimento da dinâmica do processo permite o entendimento
de como funciona um sistema como o coletor de vapor de 4,6 bar e cria
possibilidade pra que ações sejam tomadas no sentido de minimizar o excedente
resultante da diferença entre geração e consumo.
Figura 5.9 - Vazão de vapor para atmosfera pelo sistema de controle de pressão do
coletor de 4,6 bar antes das medidas para reduzir perdas
5.3.3.
Implantação de ações para redução da perda
Ao analisar a tabela 5.5, percebeu-se que havia duas alternativas para
equilibrar o balanço de vapor no coletor de 4,6 bar:
1) Aumentar o consumo desse vapor no processo.
2) Reduzir a geração desse vapor como exausto nas turbinas.
A implantação de ações com base na alternativa 1 iria requerer análise de
integração energética nos processos para identificar novos usuários de vapor nessa
pressão. Essa rota passou a ser foco de atenção e tema para o desenvolvimento de
estudos específicos, mas que não foram tratados nesse trabalho.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
154
A análise da alternativa 2 mostrou a possibilidade de se reduzir a geração de
vapor de 4,6 bar através da substituição de uma parte da potência fornecida por
turbinas pelo uso de motores elétricos. Esta alternativa parecia oferecer
oportunidades de implantação de ações de curto prazo e sem investimento, motivos
pelos quais foi tratada prioritariamente.
Foi visto, porém, que esta alternativa apresentava restrição, uma vez que
para diminuir a geração de vapor de baixa pressão (4,6 bar), diminui também o
consumo de vapor nos níveis de pressão intermediários – 44 bar e 16 bar –,
limitando a geração de energia elétrica nos turbogeradores. Esta restrição, porém
não inviabilizou a aplicação da alternativa, visto que havia folga no sistema elétrico
suficiente para absorver a nova configuração.
O ponto chave desta possibilidade estava no fato de que a maior parte das
57 turbinas quantificadas na tabela 5.5 – e que geram vapor de 4,6 bar no exausto –
já operavam em paralelo com motores elétricos, acionando equipamentos rotativos
que desempenham a mesma função no processo. Ocorre, porém que, sob o ponto
de vista da segurança do processo, o acionamento com turbina é mais confiável que
com motor elétrico, uma vez que o suprimento de vapor é menos sujeito a falha que
o suprimento de eletricidade (ALMEIDA, 2005).
A questão era, portanto, fazer a análise do processo em cada caso visando
identificar onde seria possível manter a turbina parada e o motor elétrico operando.
Para fazer esta análise, foram considerados os seguintes aspectos:
9 Capacidade dos equipamentos acionados com motor elétrico em
atender a demanda do processo.
9 Existência de sistema de partida automática da turbina para a
eventualidade de falha do sistema elétrico.
9 Tolerância do processo a eventual perturbação advinda de falha na
comutação entre o motor elétrico e a turbina.
Após esta análise, foram identificadas 23 turbinas que poderiam ficar na
reserva (aquecidas, com baixa rotação e prontas para entrar em operação), sendo
as demandas de potência, por parte do processo, atendidas pelos respectivos
motores elétricos. A permanência destas turbinas na reserva resultaria num
potencial de redução de cerca de 110 t/h na geração de vapor de 4,6 bar, tendo
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
155
como contrapartida um aumento do consumo de energia elétrica de cerca de 3,9
MW.
Para viabilizar esta nova forma de operação e mantê-la na maior parte do
tempo, foram implantadas duas ações:
9 Estabelecimento de sistemática para gestão do estado operacional
dos equipamentos turbinados e motorizados que operam em paralelo
e desempenham a mesma função no processo.
9 Revisão do plano de manutenção preventiva desses equipamentos
turbinados e motorizados, visando mantê-los na condição operacional
ótima na maior parte do tempo.
Figura 5.10 - Vazão de vapor para atmosfera pelo sistema de controle de pressão do
coletor de 4,6 bar após as medidas para reduzir perdas
Com a implantação da nova forma de operação destes equipamentos
turbinados e motorizados, foi possível reduzir bastante o excedente de vapor
lançado na atmosfera, conforme pode ser comprovado pela comparação das vazões
médias diárias apresentadas nas figuras 5.9 e 5.10.
A análise estatística dos dados que geraram a figura 5.9 mostra que estes
seguem uma distribuição de freqüências normal, conforme pode ser observado no
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
156
histograma da figura 5.11. Para um intervalo de confiança de 95 %, esses dados
mostram que a média das perdas de vapor de 4,6 bar para atmosfera, antes da
implantação da nova forma de operação dos equipamentos turbinados e
motorizados, era de 85,67 t/h, apresentando uma incerteza de + 4,80 t/h.
Figura 5.11 - Distribuição de freqüências das vazões de vapor de 4,6 bar para atmosfera
antes da implantação das melhorias para redução das perdas
Quanto aos dados que geraram a figura 5.10 – vazão de vapor de 4,6 bar
lançado na atmosfera após a implantação das melhorias para redução das perdas, a
análise estatística mostra que estes não seguem uma distribuição normal, mas sim
uma distribuição Log-normal, conforme pode ser observado nos histogramas
apresentados nas figuras 5.12a e 5.12b.
A figura 5.12a mostra o histograma da variável X = vazão de vapor de 4,6
bar para atmosfera, após a implantação das melhorias, e a figura 5.12b mostra o
histograma da variável Y = Ln(X). Considerando a forma do histograma da variável X
e a constatação de que o histograma da variável Y segue uma distribuição normal,
conclui-se que os dados de vazão de vapor de 4,6 bar para atmosfera, apresentados
na figura 5.10, seguem uma distribuição Log-normal.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
157
Figura 5.12 - Distribuição de freqüências das vazões de vapor de 4,6 bar para atmosfera
após a implantação das melhorias para redução das perdas.
(a) Histograma da variável X = vazão da perda de vapor de 4,6 bar;
(b) Histograma da variável Y = Ln(X).
De acordo com Lapponi (2000), a média de uma variável que segue uma
distribuição Log-normal é dada pela expressão a seguir.
μY +
μX = e
σ2Y
2
(5.1)
Onde:
μX = Média da variável X que segue uma distribuição Log-normal.
μY = Média da variável Y, sendo que Y = Ln(X).
σ2Y = Variância da variável Y.
Usando a expressão (5.1), encontra-se que a média da amostra das vazões
de vapor de 4,6 bar para atmosfera, após a implantação da nova forma de operação
dos equipamentos turbinados e motorizados, cujos dados foram plotados na figura
5.10, é de 35,8 t/h. Comparando-se este resultado com a média dos dados do
período anterior à implantação das melhorias, percebe-se que houve uma
significativa redução da perda de vapor de 4,6 bar para a atmosfera.
Observa-se que, mesmo sendo feita a gestão sobre um conjunto de turbinas
que apresentam um potencial de redução da geração de vapor de 4,6 bar de 110 t/h
– portanto, maior que o excedente de projeto apresentado na tabela 5.5 –, não foi
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
158
possível eliminar a perda de vapor para atmosfera. As principais razões para esta
aparente incoerência são:
9 Impossibilidade de manter todos os equipamentos turbinados e
motorizados na condição estabelecida, durante o tempo todo, em
função de problemas mecânicos.
9 Variação das condições dos diversos processos envolvidos, afetando
a geração de vapor das turbinas fora do grupo de controle e a
demanda de vapor por parte dos consumidores.
5.3.4.
Ganhos obtidos com a redução da perda de vapor para a atmosfera
Mesmo não tendo sido possível equilibrar totalmente o balanço entre a
geração e o consumo de vapor de 4,6 bar, a redução da perda, conforme foi
demonstrada pela análise estatística dos dados dos períodos anterior e posterior à
implantação das melhorias, trouxe ganhos expressivos na diminuição da demanda
de água de reposição bem como na redução das perdas de energia.
Além dos ganhos ambientais diretamente relacionados com essa melhoria
operacional, houve também considerável ganho econômico, traduzindo-se na
redução de custos, conforme se demonstra através dos dados apresentados na
tabela 5.6.
Os valores apresentados nessa tabela mostram que a redução da perda de
vapor foi aproximadamente de 50 t/h, o que resultou numa diminuição equivalente
da demanda de água desmineralizada para reposição do inventário do sistema de
geração de vapor.
Além da redução da demanda de água, a diminuição da perda de vapor
trouxe também outros ganhos:
9 Redução da perda equivalente de energia em cerca de 135.000 MJ/h,
correspondendo a uma diminuição da queima de óleo combustível tipo
OCA1 da ordem de 3.680 kg/h e redução dos custos com combustível
de 2.577 R$/h.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
159
9 Redução da emissão de cerca de 12,1 t/h de CO2, considerando-se que
a energia elétrica comprada da CHESF provém de hidrelétrica e que
esta fonte não gera gás de efeito estufa.
9 Redução dos custos com água desmineralizada e produtos químicos de
58,40 R$/h.
Tabela 5.6 - Ganhos com a redução da perda de vapor de 4,6 bar para
atmosfera pelo sistema de controle de pressão.
Notas: (1) - Foi considerado óleo combustível OCA1 com poder calorífico inferior de
40.000 kJ/kg e eficiência energética das caldeiras de 92 %; (2) - O custo da
água desmineralizada, incluindo os produtos químicos, foi de 1,17 R$/t; (3) Custo do OCA1: 700,00 R$/t; (4) - Custo da eletricidade: 80,00 R$/MWh.
A redução líquida dos custos, já considerando o aumento do consumo de
eletricidade, foi de 2.324 R$/h ou cerda de 20 milhões de R$/ano. Deve-se ressaltar
que para a obtenção desses resultados não foi feito nenhum investimento de capital.
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
5.4.
160
CONCLUSÕES SOBRE A PURGA DAS CALDEIRAS E A PERDA DE
VAPOR DE 4,6 BAR
A falta de informação acerca das vazões de purga das caldeiras levava os
operadores a uma postura conservadora em relação ao ajuste dos parâmetros
químicos. Isto se dava, pois o objetivo explícito era manter as concentrações das
impurezas abaixo dos limites estabelecidos, garantindo a segurança operacional.
Sem o conhecimento das vazões de perda de água e da quantidade de
energia associada com a purga das caldeiras, não havia motivação para que se
fizesse a otimização desse processo e se buscasse um objetivo mais amplo: garantir
a segurança operacional e reduzir as perdas.
Com a implantação da nova sistemática de acompanhamento, o operador
passou a ter mais informação sobre o processo, incluindo o conhecimento das
vazões de purga de cada caldeira obtidas de forma indireta através de cálculo.
Passou a ter mais sensibilidade sobre até quanto podia reduzir a purga, sem que os
parâmetros químicos saíssem dos limites de segurança.
O resultado desse trabalho foi uma significativa redução das perdas de água
e energia, com expressivos ganhos ambientais e econômicos, sem que houvesse
aumento de risco para o processo.
Quanto à perda de vapor pelo sistema de controle de pressão do coletor de
4,6 bar, o montante observado inicialmente era muito grande e as ações
implementadas até o momento, apesar de resultaram em diminuição significativa,
ainda não foram suficientes para eliminar completamente esta perda.
Dentre as opções que se dispunha para equilibrar o balanço de massa entre
a geração e o consumo de vapor nesse nível de pressão, a rota que busca diminuir
a geração através da substituição de turbinas por motores elétricos mostrou
viabilidade de ser posta em prática prioritariamente, pois apresentava a dupla
vantagem do menor custo e do menor prazo para implantação.
Trabalhos futuros de integração energética deverão ser desenvolvidos
visando identificar oportunidades de uso do vapor de 4,6 bar como fonte de calor
para aquecimento de correntes de processo. Por meio desta rota será possível
Trabalhos Realizados para Reduzir Perdas
161
eliminar o excesso remanescente de vapor de forma otimizada, fazendo-se o uso da
energia residual e ainda permitindo o aproveitamento de todo condensado.
Mesmo com o tratamento parcial de apenas dois itens de perda do sistema
de vapor, foi possível obter-se significativos ganhos ambientais e econômicos,
conforme o resumo dos dados apresentados na tabela 5.7. Esses resultados
mostram que há grande potencial de ganhos na implantação de estudos que levem
a diminuição ou eliminação das perdas de água e energia que foram caracterizadas
neste trabalho.
Tabela 5.7 - Ganhos ambientais e econômicos obtidos com os trabalhos realizados
para reduzir perdas no sistema de vapor
Capítulo 6
6.
162
CONCLUSÕES
Para atender a demanda do Pólo Petroquímico, o sistema de geração de
vapor da UNIB movimenta grandes volumes de água, da ordem de 16.000.000 t/ano
ou de 1.900 t/h. Um dado relevante desse balanço é o alto índice de renovação de
água do sistema, em torno de 55 %, o que revela a existência de uma baixa taxa de
reciclo.
A identificação e quantificação das saídas de água do sistema de vapor,
compreendendo cada etapa do ciclo de geração, distribuição e uso, mostrou que as
respectivas vazões são bastante expressivas. No período 2002 a 2004, o montante
destas vazões ficou relativamente estável, em torno de 1.100 t/h, e apresentou
coerência com as vazões reais de água desmineralizada que foram demandadas
para o fechamento do balanço de massa.
A análise dos dados nesse período mostrou que o montante das saídas de
água do ciclo de geração de vapor foi composto de duas grandes parcelas:
♦
Venda de vapor para as empresas do Pólo Petroquímico.
♦
Saídas de água do ciclo dentro da UNIB e no sistema de distribuição de
vapor.
As vendas de vapor para as empresas do Pólo Petroquímico enquadram-se
como saídas de água do ciclo, pois não há retorno do condensado de nenhuma das
empresas que adquirem vapor a partir desse sistema. Esta parcela representou
cerca de 40 % do total, correspondendo a uma média anual que variou de 454 t/h
em 2002 para 428 t/h em 2004.
A análise dos diversos processos mostrou que existe um grande número de
pontos por onde ocorrem saídas de água do sistema de vapor, dentro da UNIB e na
rede de distribuição. De acordo com o destino das respectivas massas de água,
esses pontos foram classificados em três grupos:
1) Uso integral do vapor – Esse grupo compreende os processos onde o
uso do vapor não se restringe apenas ao seu conteúdo energético, mas
também à sua massa. Nesses casos o vapor é injetado em correntes de
processo, passando a água a fazer parte de outros sistemas,
Conclusões
163
geralmente virando efluente orgânico ou simplesmente sendo lançada
na atmosfera juntamente com outros compostos. Ao longo do período
analisado, cerca de 10 % da reposição de água desmineralizada no
sistema de geração de vapor foi para compensar o déficit gerado por
esse tipo de demanda.
2) Reuso de condensado – Nesse grupo, o condensado formado a partir do
vapor não retorna para o sistema de geração, pois é direcionado para
outras aplicações, sendo a mais comum o reuso como água de
reposição em torres de refrigeração. Durante o período 2002 a 2004,
esta parcela representou cerca de 15% de toda a demanda de reposição
de água demineralizada para o sistema de geração de vapor.
3) Perda de vapor e de condensado – Esse grupo abrange as diversas
formas em que ocorrem as perdas de vapor e condensado para o
ambiente, compreendendo: vazamentos, alívios para atmosfera, purga
das caldeiras e dos fornos, perdas em purgadores, perda de
condensado para sistema de efluente inorgânico. São perdas efetivas de
água e energia que ocorrem nas três etapas do ciclo de geração,
distribuição e uso do vapor. Ao longo do período analisado, essas
perdas corresponderam a cerca de 35% de toda demanda de reposição
de água desmineralizada para o sistema de vapor.
Na etapa de geração de vapor, as vazões de saída de água do ciclo foram
determinadas pelas purgas das caldeiras e dos fornos de pirólise das plantas de
Olefinas 1 e Olefinas 2. Estas perdas apresentaram tendências distintas ao longo do
período 2002 a 2004. Enquanto a purga das caldeiras foi decrescente ao longo do
período, estabilizando-se em 1,4% em 2004, os fornos de pirólise da planta de
Olefinas 1 apresentaram tendência oposta, chegando a 17% no final do período. Já
os fornos da planta de Olefinas 2 apresentaram resultados estáveis, em torno de
5%.
Na etapa de distribuição de vapor, as perdas efetivas de água e energia
foram expressivas, perfazendo um total da ordem de 100 t/h. Quanto à localização,
estas perdas foram classificadas em três grupos: perda de energia pelo isolamento
térmico, funcionamento deficiente dos sistemas de drenagem da tubulação
(purgadores) e vazamentos de vapor pelos acessórios da tubulação.
Conclusões
164
As perdas efetivas de água, na etapa do ciclo referente ao uso do vapor,
ocorreram em dois pontos: perda pelo não retorno de condensado gerado em
trocadores de calor e perda de vapor de 4,6 bar lançado na atmosfera pelo sistema
de controle de pressão desse coletor.
A identificação e quantificação das perdas de água e energia no sistema de
vapor, compreendendo as etapas de geração, distribuição e uso, permitiram mostrar
onde estão as oportunidades de melhoria para a implantação de ações que venham
a reduzir ou eliminar tais perdas.
A classificação das oportunidades, visando estabelecer uma ordem de
prioridades para a implantação de um plano de ação, foi feita considerando-se
quatro diferentes critérios: perda de água, perda de energia, emissão equivalente de
gás de efeito estufa (CO2) e custo. Pelo critério da perda de água, a oportunidade
mais relevante foi a perda pelo não retorno de condensado gerado em trocadores de
calor.
A classificação das oportunidades pelos outros três critérios – perda de
energia, emissão equivalente de gás de efeito estufa (CO2) e custo – mostrou que as
relevâncias apresentaram entre si a mesma seqüência. Por estes critérios, as três
oportunidades mais relevantes foram: perda de vapor pelo funcionamento deficiente
dos purgadores, perda de calor para o ambiente através do isolamento térmico e
perda de vapor pelo sistema de controle de pressão do coletor de 4,6 bar. Ainda por
estes critérios, a relevância da perda de água pelo não retorno de condensado
gerado em trocadores de calor foi classificada na nona posição.
Em virtude da diversidade das entalpias das correntes que representam as
perdas de água no sistema de vapor, e considerando a grande diferença dos preços
unitários atuais da água e da energia, não foi possível definir um critério único para
classificar as oportunidades de melhoria segundo uma ordem que deva ser seguida
na implantação de um plano de ação para reduzir ou eliminar essas perdas. Para
definir a ordem de prioridades, os diferentes critérios devem ser conjuntamente
analisados, para evitar que questões relevantes deixem de ser consideradas.
Mesmo com o tratamento parcial de apenas dois itens de perda do sistema
de vapor – purga das caldeiras e alívio de vapor para atmosfera pelo sistema de
controle de pressão do coletor de 4,6 bar –, foi possível obter-se significativos
Conclusões
165
ganhos econômicos, da ordem de R$ 29,3 milhões por ano. Da mesma forma, os
benefícios ambientais também foram expressivos. Houve redução da perda de água
de 80 t/h, ou de 682.000 t/ano, e redução da emissão de gás de efeito estufa (CO2)
da ordem de 135.000 t/ano. Esses resultados comprovam o grande potencial de
ganhos que podem ser obtidos com a implantação de estudos que levem à redução
ou eliminação das perdas de água e energia que foram caracterizadas neste
trabalho.
Capítulo 7
7.
166
RECOMENDAÇÕES PARA ESTUDOS FUTUROS
Ao longo do desenvolvimento deste trabalho, foi possível perceber a complexidade
do sistema de vapor que serve ao Pólo Petroquímico de Camaçari.
O estudo procurou identificar as principais perdas de água e energia que ocorrem ao
longo do ciclo e, através de balanços nos diversos volumes de controle, quantificar
essas perdas, possibilitando uma melhor compreensão das demandas de recursos
naturais nesse complexo industrial.
O processo de identificação das perdas procurou ser abrangente, mas nem todas as
questões levantadas foram tratadas nesse trabalho. Visando o aprofundamento da
análise desse sistema de vapor e tendo como objetivo encontrar soluções que
viabilizem a redução das perdas, propõe-se a realização dos seguintes estudos
futuros:
ƒ
Avaliar a forma como se dá o uso do vapor nas empresas do Pólo
Petroquímico, com a finalidade de identificar onde será possível fazer retorno
do condensado para o sistema de geração de vapor.
ƒ
Elaborar estudo para viabilizar a recuperação do condensado de trocadores
de calor localizados em pontos distantes dentro da UNIB, visando reduzir as
perdas de água para o sistema de efluente inorgânico.
ƒ
Elaborar estudo visando minimizar as perdas de vapor e condensado na rede
de distribuição de vapor.
ƒ
Fazer estudo de integração energética nas plantas da UNIB, visando
identificar oportunidades de uso do vapor de menor pressão (4,6 bar) como
fonte de calor para aquecimento de correntes do processo.
ƒ
Estudar os processos onde há o uso integral do vapor (injeção de vapor na
corrente de processo), visando identificar alternativas para minimização ou
eliminação dessa demanda.
ƒ
Estudar os sistemas de geração de vapor nas plantas de Olefinas, visando
minimizar as vazões de purga.
Referências
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Apêndice A
173
APÊNDICE A – Interação dos Processos da UNIB com o Sistema de Vapor
A.1.
UNIDADES DE PRODUÇÃO DA UNIB
A figura A.1 ilustra o Pólo Petroquímico de Camaçari, mostrando as plantas
industriais de produção que compõem a UNIB e como esta se encontra inserida
neste complexo industrial. Observa-se que o conjunto das empresas de segunda
geração na cadeia petroquímica situa-se em torno da UNIB, recebendo desta central
de utilidades e matérias primas os suprimentos necessários para a sua continuidade
operacional.
Figura A.1 – Representação esquemática do Pólo Petroquímico de Camaçari, mostrando as
unidades de produção de matérias primas e utilidades da UNIB e as empresas de
segunda geração.
Apêndice A
174
De acordo com esta figura, a UNIB pode ser dividida em dois grandes
blocos: uma Central de Utilidades e uma Central de Matérias Primas (CEMAP).
A Central de Utilidades pode ser dividida em duas plantas, sendo uma
Unidade de Tratamento de Água (UTA) e uma Unidade Termelétrica (UTE). Essas
unidades têm como função atender a demanda de água, ar comprimido, vapor e
energia elétrica das plantas da própria UNIB e das empresas localizadas no Pólo
Petroquímico.
A CEMAP é dividida em quatro plantas, sendo duas de Olefinas e duas de
Aromáticos, possuindo ainda um parque de estocagem de matérias primas e
produtos. Essas plantas industriais são compostas por diversos processos
interligados e apresentam como ponto em comum um alto consumo energético,
compreendendo combustíveis, vapor e energia elétrica.
Nos itens a seguir, será feita uma breve apresentação dos principais
processos das plantas industriais da UNIB, dando-se ênfase aos aspectos
relacionados com a geração e consumo de vapor.
A.2.
UNIDADE DE TRATAMENTO DE ÁGUA
A Unidade de Tratamento de Água (UTA) é composta basicamente de um
sistema de pré-cloração, uma seção de clarificação, uma bateria de filtros de areia,
seções de desmineralização que utilizam resinas de troca iônica, um sistema de
desidratação de lama da clarificação e um sistema de neutralização de efluentes
inorgânicos. A figura A.2 ilustra a seqüência do processo na UTA.
O sistema de pré-cloração faz a oxidação da matéria orgânica presente na
água bruta, sendo constituído por cilindros contendo o gás cloro e por um dispositivo
que promove a mistura do gás com a água de arraste. Nesta mistura forma HClO e
HCl que é então dosada nas adutoras que alimentam os clarificadores.
O sistema de Clarificação tem como função remover a cor e turbidez, cujo
processo envolve três etapas: coagulação, floculação e decantação.
A água clorada é introduzida na parte superior dos clarificadores, onde o
contato com os reagentes químicos é promovido através de agitação contínua.
Apêndice A
175
Durante o processo de clarificação há geração de lama que, após ser desidratada, é
enviada para um aterro industrial.
Figura A.2 – Representação esquemática do processo na UTA
A água clarificada é admitida em filtros do tipo rápido, com leito de areia
estratificada, de onde escoa por gravidade para reservatórios semi-enterrados.
Esses reservatórios recebem também a água captada de poços subterrâneos, tendo
como destino a produção de água potável e de água desmineralizada.
A mistura resultante da água dos poços e da água filtrada é desmineralizada
pelo processo troca iônica, destinando-se à alimentação das caldeiras e dos fornos
de pirólise, para a produção de vapor, e à venda para algumas empresas do Pólo,
para usos específicos.
A UTA possui duas plantas de desmineralização, cada qual com capacidade
para produzir 1.000 m3/h em regime contínuo. Cada planta é composta de baterias
de bombas de alimentação, vasos descloradores, vasos de resina catiônica, torres
descarbonatadoras, vasos de resina aniônica, vasos de leito misto (resina catiônica
+ aniônica), além de um sistema automatizado para detecção de fim de ciclo e
dosagem de regenerantes.
A água desclorada passa através dos leitos de resinas de troca catiônica, do
tipo fortemente ácido, onde os cátions são adsorvidos e substituídos por H+,
transformando-se os sais nos ácidos correspondentes.
Para a regeneração dos
Apêndice A
176
leitos de troca catiônica, utiliza-se ácido sulfúrico. Para eliminar o CO2 da água
descationizada, utilizam-se torres descarbonatadoras.
A água tratada pelo processo de troca catiônica passa posteriormente
através dos leitos de resina de troca aniônica, para adsorver os ânions dos ácidos
formados.
A fim de deionizar a água produzida pelas colunas aniônicas, passa-se esta
através de unidades de leitos mistos. O leito de resina destas colunas consiste em
uma mistura de resinas fortemente básicas e fortemente ácidas, que eliminam
praticamente todas as impurezas da água.
A qualidade da água desmineralizada é de fundamental importância para os
sistemas de geração de vapor, pois afeta diretamente o nível de perda de água e
energia pela purga nesses sistemas.
A.3.
UNIDADE TERMELÉTRICA
O sistema termelétrico da UNIB opera interligado com a CHESF, fornecendo
vapor e energia elétrica, não só para o consumo interno, mas também para as
demais empresas localizadas no Pólo Petroquímico. Trata-se de um amplo e
integrado sistema de co-geração que opera em paridade térmica, ou seja, a energia
elétrica é produzida como uma conseqüência da demanda de energia térmica sob a
forma de vapor.
Além dessas utilidades, a UTE produz também ar comprimido para o
consumo próprio e para o atendimento da demanda do processo das unidades
industriais da UNIB e das demais empresas do Pólo Petroquímico.
A figura A.3 ilustra o sistema de geração de vapor e de energia elétrica na
UTE. Observa-se que o sistema de vapor é composto por quatro níveis de pressão
conforme os dados apresentados na tabela A.1.
Apêndice A
177
Figura A.3 - Representação esquemática do sistema de geração de vapor e energia elétrica
na UTE
Tabela A.1 – Níveis de pressão do sistema de vapor
Denominação
Pressão
manométrica
Temperatura
do coletor
(bar)
(oC)
V-124
124
538
V-44
44
390
V-16
16
280
V-4,6
4,6
180
Apêndice A
178
A geração primária de vapor ocorre na pressão mais elevada, a 124 bar,
sendo a maior parte gerada em seis caldeiras localizadas na UTE. Um percentual
importante do vapor gerado nessa pressão (cerca de 35%) ocorre nas plantas de
Olefinas, através do sistema de recuperação de calor da corrente efluente dos fornos
de pirólise, conforme será mostrado no item A.4. Há também uma pequena geração
de vapor na pressão de 16 bar, sendo este resultante do aproveitamento energético
em fornos de processo nas plantas de Aromáticos, conforme será mostrado no item
A.5.
Na UTE, a geração de vapor a 124 bar ocorre em seis caldeiras
aquotubulares que podem ser divididas em dois grupos. O primeiro grupo é formado
por cinco caldeiras, sendo três de queima frontal e duas de queima tangencial. Cada
caldeira desse grupo foi projetada para uma capacidade de geração contínua de 400
t/h de vapor a 124 bar e 538 oC, a partir da queima de combustíveis líquidos e
gasosos provenientes do aproveitamento de correntes residuais do processo ou de
suprimento externo (Gás Natural e Óleo combustível). A figura A.4 mostra uma visão
geral de uma dessas caldeiras.
Figura A.4 – Visão geral de uma caldeira de queima frontal
Apêndice A
179
No segundo grupo, há apenas uma caldeira. Trata-se de uma caldeira de
recuperação que opera integrada com uma turbina a gás, tendo como função
recuperar uma parte da energia disponível nos gases de exaustão da turbina. A
turbina tem capacidade para gerar 34 MW de energia elétrica, queimando gás
natural, enquanto que a caldeira pode gerar 100 t/h de vapor a 124 bar.
Cerca de 70 % do vapor gerado nas caldeiras passa através de três turbo
geradores com extração em 44 bar e contrapressão em 16 bar. Cada gerador produz
energia elétrica em 13,8 KV. O vapor restante – cerca de 30 % do vapor gerado nas
caldeiras – é enviado diretamente para as plantas de Olefinas para, juntamente com
o vapor gerado nos fornos de pirólise, complementar a demanda das turbinas que
movimentam grandes compressores do gás de carga e do sistema de refrigeração
criogênica.
Cerca de 20 % do vapor que sai dos turbo geradores, nas pressões de 44 e
16 bar, é usado para fazer o preaquecimento da água que alimenta as caldeiras,
tendo como objetivo aumentar a eficiência global do ciclo, conforme descrição feita
no capítulo 2. O vapor restante nessas pressões é enviado para usos diversos na
própria UTE, nas plantas da CEMAP e para as demais empresas do Pólo
Petroquímico.
Na UTE, uma parte do vapor de 16 bar é usada como força motriz para o
acionamento de bombas, ventiladores de ar de combustão para as caldeiras e de
compressores no sistema de produção de ar comprimido. Há ainda um pequeno
consumo de vapor de 16 e 44 bar como fonte de calor, no aquecimento dos
combustíveis líquidos que alimentam as caldeiras e no aquecimento do ar seco para
fazer a regeneração dos secadores do sistema de produção de ar de instrumento.
As principais fontes geradoras de vapor na pressão de 4,6 bar são os
exaustos de turbinas nas plantas da CEMAP. Dentro da UTE não há geração de
vapor nesse nível de pressão, mas há três grupos de consumidores importantes:
9 Nos desaeradores do sistema de preparação da água de alimentação
das caldeiras.
9 Nos preaquecedores de ar de combustão para as caldeiras.
9 Na geração de energia elétrica em um turbo gerador com condensação,
que pode operar com vapor de 16 ou de 4,6 bar.
Apêndice A
180
O vapor no exausto das turbinas de acionamento de bombas, ventiladores e
compressores dentro da UTE é condensado por contato direto, utilizando como
fluido frio a água desmineralizada proveniente da UTA que alimenta as caldeiras.
Ainda fazem parte da composição da água de alimentação das caldeiras as
seguintes correntes: condensado proveniente dos preaquecedores de água das
caldeiras, condensado da turbina condensante e condensado proveniente dos
preaquecedores de ar de combustão.
Visando preservar a segurança e estabilidade operacional do sistema de
geração e distribuição de vapor, existem válvulas redutoras entre os níveis de
pressão desse sistema. Estas válvulas são usadas para rebaixar a pressão do vapor
em caso de falha dos turbo geradores ou em condições especiais de operação.
A .4.
PLANTAS DE OLEFINAS
As plantas de Olefinas são intensivas no consumo de energia, tendo como
principal destaque o uso de energia térmica nos fornos de pirólise, para promover as
reações químicas de quebra das moléculas das matérias primas (nafta e etano). Nos
processos subseqüentes, há também um grande consumo de energia sob a forma
de vapor, para promover o fracionamento e purificação dos produtos. Nessas
plantas, o sistema de vapor compreende os quatro níveis de pressão que foram
mostrados acima: 124 bar, 44 bar, 16 bar e 4,6 bar.
A figura A.5 mostra os principais processos das plantas de Olefinas e a
breve descrição de cada processo apresentada a seguir dá uma idéia da geração e
consumo de vapor em cada seção.
Apêndice A
181
Figura A.5 – Ilustração dos processos típicos das plantas de Olefinas
Fornos de pirólise
Nos fornos de pirólise ocorrem reações químicas que transformam a nafta
nos diversos produtos e subprodutos. Estas reações ocorrem em altas temperaturas
(em torno de 840 oC) através do fornecimento de grandes fluxos de energia térmica
resultante da combustão de gás combustível. Para aumentar a seletividade das
reações e favorecer o aumento do rendimento dos produtos de maior valor (VIANA,
2005), a nafta é misturada com vapor d’água (vapor de diluição) no próprio forno, de
modo que a razão massa de vapor/massa de nafta fique entre 0,4 e 0,6.
A corrente de saída de cada forno, contendo os produtos da reação,
precisa ser resfriada bruscamente para interromper as reações e evitar que os
produtos formados sejam degradados a compostos indesejáveis (BRASKEM,
2004a). O resfriamento dessa corrente é feito através de um sistema de recuperação
de calor, no qual ocorre a geração de grandes vazões de vapor de alta pressão (124
bar e superaquecido a 530 oC). A geração média de vapor é de 1,4 t//t de nafta,
perfazendo um total para as duas plantas de Olefinas da ordem de 740 t/h.
Apêndice A
182
Sistema de preparação da água para geração de vapor
Para fazer a geração do vapor de alta pressão nos fornos de pirólise, cada
planta de Olefinas possui um sistema de recuperação de condensado proveniente
do uso de vapor como fonte de calor em diversos pontos do processo. Para
complementar o balanço de água, cada planta recebe água desmineralizada
proveniente da Unidade de Tratamento de Água (UTA), localizada na Central de
Utilidades.
A preparação da água para alimentar o sistema de geração de vapor nos
fornos compreende ainda a remoção de oxigênio e gases ácidos da mistura água
desmineralizada/condensado, em um desaerador, e a dosagem de produtos
químicos (seqüestrador de oxigênio, aminas neutralizantes, fosfato tri-sódico e
mono-sódico), de modo que água seja adequada para alimentar um sistema de
geração de vapor de alta pressão. A qualidade da água é essencial para uma
performance adequada e para a integridade mecânica dos equipamentos que fazem
parte da geração de vapor (BRASKEM, 2004a).
Seção de fracionamento primário
Nesta seção ocorre a condensação e separação das primeiras frações dos
diversos compostos que são formados nas reações de pirólise da nafta:
9 Os hidrocarbonetos aromáticos polinucleados, de alto peso molecular,
são separados dos demais compostos mais leves que, nas condições de
pressão e temperatura dessa seção, ainda permanecem na forma
gasosa.
9 A maior parte do vapor d’água que foi usado como vapor de diluição,
para melhorar a seletividade das reações de pirólise da nafta, condensa
nessa seção e é separada da fase orgânica por diferença de densidade.
A corrente de hidrocarbonetos pesados é chamada de Óleo de “quench” ou
Óleo para Recuperação de Calor (ORC) e desempenha um papel muito importante
no processo, pois permite a recuperação de uma boa parte do calor da mistura que
vem dos fornos. Essa recuperação de calor se dá a uma temperatura em torno se
190 oC e ocorre através da troca térmica em permutadores que fazem a geração do
Apêndice A
183
vapor de diluição, que volta aos fornos para novamente participar das reações de
pirólise da nafta.
A corrente de água é chamada de água de “quench” ou Água para
Recuperação e Rejeição de Calor (ARRC). Tem como função completar a remoção
de calor a uma temperatura mais baixa (menor que 80 oC), de modo que a corrente
de processo que sai dessa seção apresente as condições requeridas pela seção
seguinte. Para cumprir esse papel, grandes vazões de ARRC circulam em
trocadores de calor fazendo integração energética com outras correntes do processo
que operam com temperaturas compatíveis. O calor residual que não pôde ser
aproveitado pelas correntes de processo é rejeitado para o sistema de água de
resfriamento.
Nessa seção, ocorre consumo de grandes vazões de vapor de média
pressão (16 bar) para o acionamento de turbinas de grandes bombas que circulam
as correntes de ORC e de ARRC.
Seção de geração de vapor de diluição
Nesse sistema ocorre a geração do vapor de diluição que é enviado aos
fornos de pirólise para fazer a mistura com a nafta, antes de se processarem as
reações químicas de pirólise. Esse vapor é gerado com a própria água resultante da
condensação do vapor na seção de fracionamento primário.
A energia usada para fazer a geração do vapor de diluição provém de duas
fontes: da recuperação de calor do sistema de ORC e do uso de vapor na pressão
de 16 bar.
A recuperação de calor do sistema de ORC não é suficiente para atender a
demanda energética do sistema de geração de vapor de diluição. Com isto, grandes
vazões de vapor de 16 bar são requeridas para complementar a geração, podendo
esta demanda ser atendida de duas formas:
9 Pelo uso apenas da energia do vapor de 16 bar, condensando-o
completamente em permutadores de calor, sendo o retorno do
condensado feito para o sistema de preparação de água para geração
de vapor.
Apêndice A
184
9 Pela injeção direta de vapor de 16 bar no sistema de vapor de diluição.
Nesse caso, há transferência de massa de água do sistema de vapor
para o sistema de vapor de diluição.
Há também transferência de massa de água do sistema de geração de
vapor para o sistema de vapor de diluição através da injeção de vapor 4,6 bar na
torre que faz a remoção de hidrocarbonetos da água de processo que se destina à
geração do vapor de diluição.
Seção de compressão e tratamento do gás de carga
Nessa seção, a fase gasosa proveniente da seção de fracionamento
primário é comprimida em um compressor centrífugo com cinco estágios. Esse
compressor é acionado por uma turbina que usa vapor de 124 bar.
Nas duas plantas de Olefinas, a demanda de vapor de 124 bar para
acionamento das turbinas desses compressores é maior que a geração nos
respectivos fornos de pirólise, sendo a complementação feita a partir de uma parte
do vapor gerado nas caldeiras da UTE.
Existem também outros consumos de vapor nessa seção, como:
9 Aquecimento de correntes do processo em permutadores de calor com e
sem o retorno de condensado.
9 Acionamento de turbinas acopladas a bombas de menor potência.
Sistema de refrigeração criogênica
Em cada planta existem dois circuitos de refrigeração, sendo um com
Propileno refrigerante e o outro com Etileno refrigerante. O consumo de vapor
nesses circuitos, em ambas as plantas, é muito grande e ocorre no acionamento de
grandes turbinas acopladas aos compressores desses circuitos.
Seção de fracionamento criogênico e purificação dos produtos
O maior consumo de vapor nessa seção está associado com os sistemas de
refrigeração criogênica. Fora dos circuitos de refrigeração, o consumo de vapor é
Apêndice A
185
pouco significativo, limitando-se ao uso do vapor de baixa pressão (4,6 bar) para
aquecimento de correntes de processo em permutadores de calor.
Sistema de água de resfriamento
Cada planta de Olefinas possui um sistema de água de resfriamento (AGR).
O consumo de vapor nesses sistemas é muito grande, sendo usado para
acionamento de turbinas de grande potência acopladas às bombas que fazem a
recirculação da água pelos diversos trocadores de calor existentes na planta.
A.5.
PLANTAS DE AROMÁTICOS
Há duas plantas de Aromáticos, cada uma com características distintas. A
planta de Aromáticos 1 foi construída no início da implantação do Pólo Petroquímico,
possui unidade de reforma catalítica e tem a nafta como principal matéria prima. A
planta de Aromáticos 2 surgiu posteriormente, nos anos 80, em função do requerido
aumento de capacidade de produção para atender ao crescimento do mercado. Não
possui unidade de reforma catalítica e faz o processamento de correntes
provenientes das plantas de Olefinas.
Cada
planta
de
Aromáticos
é
composta
por
diversos
processos
relativamente independentes entre si, onde um prepara a carga para o outro. Como
existem tanques para estocagem das correntes intermediárias, cada planta pode
funcionar parcialmente, com algumas seções fora de operação.
As plantas de Aromáticos apresentam também grandes consumos de
energia, sendo, porém bem menor que o verificado nas plantas de Olefinas, mesmo
porque uma boa parte das cargas processadas nessas plantas já sofreu as
transformações químicas nos fornos de pirólise. Mesmo assim, o consumo
energético ainda é alto, destacando-se o consumo de vapor que envolve três dos
quatro níveis de pressão apresentados anteriormente: 44 bar, 16 bar e 4,6 bar.
A seguir, são apresentadas as seções que compõem as plantas de
Aromáticos, destacando-se os aspectos relacionados com a geração e consumo de
vapor.
Apêndice A
186
A .5.1. Planta de Aromáticos 1
A planta de Aromáticos 1 é composta das seguintes seções:
Fracionamento da nafta bruta
Esta seção tem como função produzir um corte intermediário da nafta bruta
que é mais adequado para a produção de compostos aromáticos na seção de
reforma catalítica.
O processo de separação é realizado por destilação direta em três torres de
fracionamento. A fonte de energia usada nos refervedores das colunas dessa seção
é o vapor, tendo-se o uso de grandes vazões, tanto na pressão de 44 bar quanto de
16 bar. Em ambos os casos há a recuperação do condensado.
Seção de hidrodessulfurização
Esta seção tem como função remover as impurezas da Nafta média antes da
seção onde ocorre a reforma catalítica.
A remoção de tais impurezas é feita através da hidrogenação dos
compostos de enxofre, nitrogênio e oxigênio presentes na nafta, que se apresentam
sob a forma de mercaptanas, sulfetos, dissulfetos, sulfetos cíclicos, fenóis, etc. No
processo de hidrogenação ocorre também a saturação das olefinas cíclicas,
remoção de metais e haletos. Para isso, é utilizado um reator axial com catalisador
de Cobalto/Molibdênio e Níquel/Molibdênio, com reciclo de gás e um consumo de
hidrogênio proveniente da seção de reforma catalítica. A carga do reator é aquecida
em um forno de processo. Os sais formados nas reações são retirados pela injeção
de água e posterior separação em uma coluna, que elimina água ácida e H2S pelo
topo. Esta coluna usa vapor na pressão de 44 bar como fonte de calor para o
refervedor.
Seção de reforma catalítica
Esta seção tem como função transformar os hidrocarbonetos parafínicos e
naftênicos, presentes na nafta média, em compostos aromáticos.
Apêndice A
187
As reações de reforma ocorrem ao longo de 4 reatores com catalisadores de
platina em base de alumina, os quais operam em série, intercalados por 4 fornos de
pré-aquecimento. O efluente desse sistema de reação é condensado, sendo a parte
gasosa, com teor de H2 acima de 60% molar, reciclada através de um compressor
turbinado para os reatores, para evitar a formação de coque. A parte líquida é
enviada para fracionamento em duas colunas de destilação, onde são obtidas três
correntes: C5-, C6/C7 e C8+. Essas correntes são destinadas às outras seções da
planta para produção de benzeno, tolueno, para-xileno, orto-xileno, xilenos mistos e
solventes C9 e C10+.
Nessa seção ocorre grande consumo de energia, compreendendo
combustíveis e vapor nas pressões de 44 bar e 16 bar. O consumo de combustíveis
ocorre nos fornos que preaquecem a carga dos reatores. Nesses fornos ocorre
também a geração de vapor de 16 bar.
O maior consumo de vapor se dá no acionamento da turbina acoplada ao
compressor do gás de reciclo para os reatores, sendo a alimentação dessa turbina
feita com vapor de 44 bar e a contrapressão em 4,6 bar. Ainda como força motriz,
existem outros consumos importantes de vapor nessa seção, através de muitas
turbinas acopladas a bombas. Estas turbinas são alimentadas com vapor de 16 bar e
contrapressão em 4,6 bar.
Em menor proporção, há também o consumo de vapor como fonte de
aquecimento nos refervedores das colunas de destilação. Esses consumos são de
vapor de 44 e 16 bar, sendo que em ambos os casos há o reciclo do condensado.
Seção de extração de aromáticos e fracionamento de BTX
Esta
seção
recebe
as
correntes
ricas
em
compostos
aromáticos
provenientes da reforma catalítica e das unidades de hidrogenação da gasolina de
pirólise produzida nas plantas de olefinas. Através da extração com solvente, são
produzidas correntes muito ricas em compostos aromáticos que são enviadas para a
seção de fracionamento de aromáticos. Nesta seção, através de destilação em
colunas que operam em série, é produzido benzeno de alta pureza, tolueno e
mistura de xilenos.
Apêndice A
188
Além do fracionamento de aromáticos, ocorre também nessa seção o
fracionamento de xilenos, tendo como carga a corrente de reformado pesado (C8+)
da reforma catalítica e a corrente de xilenos obtida no fracionamento de aromáticos.
Quanto ao consumo energético nesta seção, predomina o uso de vapor
como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. A utilização do vapor
se dá nas pressões de 44 bar e 16 bar, sendo que neste último ocorre o maior
consumo. Em ambos os casos, há reciclo de condensado.
Seção de desproporcionamento de tolueno
Esta seção tem como função converter o tolueno em benzeno e xilenos
(corrente rica em para-xileno), agregando assim maior valor aos produtos. Para isto,
o tolueno produzido nas unidades de fracionamento é enviado a esta seção, onde é
aquecido, vaporizado e misturado com hidrogênio, passando em seguida em um
reator onde ocorrem as reações que transformam o tolueno em benzeno e xilenos.
Quanto ao consumo de energia, esta seção consome combustível em um
forno de processo e vapor nas pressões de 44 bar e 16 bar. O consumo de vapor a
44 bar é bem maior e se dá no acionamento de turbina acoplada ao compressor do
gás de reciclo, sendo a contra pressão dessa turbina em 16 bar.
Também há o consumo de vapor a 44 bar em trocadores de calor onde
ocorre o retorno de condensado para o sistema de geração. Há também um
pequeno consumo a 16 bar como força motriz no acionamento de turbinas
acopladas a bombas e com contrapressão em 4,6 bar.
Seção de adsorção de para-xileno
Esta seção tem como função separar o para-xileno das correntes C8 de
compostos aromáticos. Para isto, a carga desta seção passa em uma torre
adsorvedora com uma peneira molecular, onde o para-xileno é adsorvido.
Após a fase de adsorção pela peneira molecular, o para-xileno é expulso dos
poros pela ação de um dessorvente, produzindo um extrato rico em para-xileno e
seus isômeros (etil-Benzeno, orto-Xileno e meta-Xileno). Através do processo de
destilação em algumas colunas, o para-xileno é separado dos demais compostos,
Apêndice A
189
sendo enviado para estocagem como produto de alta pureza. Ocorre também a
recuperação do solvente que é novamente enviado para a coluna adsorvedora.
Quanto ao consumo de energia, esta seção consome combustível em três
fornos de processo que aquecem um óleo térmico utilizado para fornecer energia
para as colunas de destilação. Há também o consumo de pequena quantidade de
vapor de 16 bar para aquecimento de correntes de processo em trocadores de calor.
Nos fornos de processo, há geração de vapor de 16 bar em quantidade que supera
o consumo de vapor nesta seção.
Seção de Isomerização de Xileno
Esta seção tem como função aumentar a produção de para-xileno a partir de
corrente rica em meta-xileno e etil-Benzeno. Para isto, a corrente, após ser aquecida
até 390ºC em um forno de processo, alimenta um reator em fase gasosa com a
presença de hidrogênio.
Nas condições operacionais do reator, o equilíbrio termodinâmico favorece a
formação do para-xileno e orto-xileno a partir do etil-benzeno e meta-xileno. O
efluente do reator é condensado e vai para um vaso de “flash”, de onde a fase
gasosa, rica em hidrogênio, realimenta o reator. A fase líquida, após remoção de
leves e de compostos olefínicos formados no reator, segue para a seção de
fracionamento de xilenos.
Quanto ao consumo de energia, esta seção consome combustível em um
forno de processo e vapor nas pressões de 44 bar e 16 bar. O consumo de vapor
ocorre apenas como força motriz no acionamento de turbinas acopladas a bombas e
compressor. O consumo de vapor de 44 bar se dá no acionamento de turbina
acoplada ao compressor do gás de reciclo e é bem maior que o de vapor a 16 bar
que é usado para o acionamento de bombas. Em ambos os casos, a contrapressão
das turbinas é a 4,6 bar.
Seção de Extração de Butadieno
Esta seção tem como finalidade produzir 1,3-butadieno com alta pureza, a
partir de uma corrente de C4 oriunda das plantas de olefinas.
Apêndice A
190
Para obter o 1,3-butadieno, o processo utilizado é de destilação extrativa,
usando a dimetil-formamida (DMF) como solvente e posterior fracionamento. Temse, portanto duas seções: seção de destilação extrativa e seção de fracionamento.
A seção de destilação extrativa é também dividida em duas seções. Na
primeira seção, são separados os compostos menos solúveis que o 1,3-butadieno
em presença do DMF. Na segunda seção, são então separados os mais solúveis.
Os contaminantes, cujas diferenças entre os pontos de ebulição são grandes, são
separados na seção de fracionamento.
Quanto ao consumo energético nesta seção, predomina o consumo de vapor
como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do vapor se
dá nas pressões de 16 bar e 4,6 bar, mas o maior consumo ocorre na pressão mais
alta. Em ambos os casos, há reciclo de condensado.
A.5.2.
Planta de Aromáticos 2
A planta de Aromáticos 2 é composta das seções apresentadas a seguir:
Hidrogenação e fracionamento da gasolina de pirólise
Esta seção tem como função hidrogenar a gasolina de pirólise proveniente
das plantas de olefinas e preparar uma corrente de hidrocarbonetos, na faixa C6 até
C8, livre de compostos insaturados e de enxofre, para posterior separação dos
compostos aromáticos.
A gasolina de pirólise é um corte de hidrocarbonetos na faixa de C5 até
ponto final de destilação de 204 ºC, obtido como subproduto da pirólise de nafta.
Estão presentes neste corte diferentes tipos de hidrocarbonetos como: olefinas,
diolefinas, aromáticos, acetilênicos, naftênicos, parafinas, etc.
O processo da unidade é dividido em dois estágios de reação, tendo como
base a hidrogenação catalítica e seletiva dos compostos olefínicos (alifáticos e
cíclicos) e na hidrogenação dos compostos de enxofre (dessulfurização). Em cada
estágio há também vários sistemas de fracionamento por destilação.
Apêndice A
191
Quanto ao consumo de energia, esta seção consome combustível em um
forno de processo e vapor na pressão de 16 bar. O consumo de vapor é grande e se
dá em trocadores de calor onde ocorre a recuperação do condensado.
Seção de Extração de Aromáticos
Esta seção tem como função recuperar benzeno, tolueno e xilenos (BTX) através do
processo de destilação extrativa, da corrente de gasolina di-hidrogenada e
dessulfurizada (C6 – C8) obtida na seção de hidrogenação e fracionamento da
gasolina de pirólise.
Quanto ao consumo energético nesta seção, predomina o consumo de vapor
como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do vapor se
dá na pressão de 16 bar e há reciclo do condensado.
Seção de fracionamento de aromáticos
Esta seção tem como função fracionar a corrente de BTX, produzindo
benzeno, tolueno e xilenos mistos. Compreende torres de argila, para fazer o
tratamento da carga – remoção de compostos insaturados (olefinas e diolefinas) – e
torres de destilação, onde são produzidos benzeno, tolueno, e xilenos mistos.
Quanto ao consumo energético nesta seção, predomina o consumo de vapor
como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do vapor se
dá apenas na pressão de 16 bar e há reciclo do condensado.
Seção de extração de butadieno
Esta seção tem como finalidade produzir 1,3-butadieno com alta pureza, a
partir de uma corrente de C4 oriunda das plantas de olefinas.
Para obter o 1,3-butadieno, o processo utilizado é de destilação extrativa,
usando a dimetil-formamida (DMF) como solvente e posterior fracionamento. Temse, portanto duas seções: seção de destilação extrativa e seção de fracionamento.
A seção de destilação extrativa é também dividida em duas seções. Na
primeira, são separados os compostos menos solúveis que o 1,3-butadieno em
presença do DMF. Na segunda seção, são então separados os mais solúveis. Os
Apêndice A
192
contaminantes, cujas diferenças entre os pontos de ebulição são grandes, são
separados na seção de fracionamento.
Quanto ao consumo energético nesta seção, predomina o consumo de vapor
como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do vapor se
dá apenas na pressão de 16 bar e há reciclo de condensado.
Unidade de MTBE
O objetivo desta unidade é produzir o metil-terc-butil-éter (MTBE) e preparar
a carga da unidade de produção de buteno-1.
O MTBE é obtido a partir da reação de iso-buteno com metanol, num reator
adiabático, em presença de uma resina de troca iônica fortemente ácida, ocorrendo
a reação em fase líquida.
O efluente do reator é enviado a uma coluna de destilação, para separar o
MTBE do metanol não reagido e dos outros C4 presentes na carga. Pelo fundo
desta coluna, é obtido o MTBE produto com pureza mínima de 98,9%. Pelo topo,
obtém-se uma corrente rica em C4 e metanol, da qual uma parte é enviada a um
segundo reator para converter o iso-buteno não reagido no primeiro reator e
especificar a carga da unidade de buteno-1. A outra parte vai para o sistema de
lavagem e recuperação de metanol, onde o metanol não reagido é recuperado e os
C4 retornam como refluxo da coluna.
Quanto ao consumo energético, nesta unidade predomina o consumo de
vapor como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do
vapor se dá apenas na pressão mais baixa (4,6 bar) e há reciclo de condensado.
Unidade de Buteno-1
O objetivo desta unidade é separar o buteno-1 presente na corrente C4 que
sai da unidade de MTBE. Este processo compreende dois reatores para
hidrogenação do butadieno, do metil-acetileno e do propadieno.
O produto hidrogenado é enviado para as torres de fracionamento, onde
pelo topo da primeira é retirada uma corrente rica em iso-butano e pelo fundo da
segunda, uma corrente rica em n-butano e butenos-2. Ambas as correntes são
Apêndice A
193
enviadas para um vaso de rafinado de onde segue para as plantas de olefinas para
pirólise nos fornos ou vai compor a produção de gás liquefeito do petróleo (GLP).
O buteno-1 produto, com pureza mínima de 99,6 %, é obtido pelo topo da
segunda torre.
Quanto ao consumo energético nesta unidade, predomina o consumo de
vapor como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do
vapor se dá na pressão de 16 bar e 4,6 bar, com predomínio do nível de pressão
mais baixo. Em ambos os casos, há reciclo de condensado.
Unidade de isopreno
O objetivo desta unidade é separar o isopreno presente na corrente C5 que
sai das unidades de hidrogenação e fracionamento da gasolina de pirólise.
A corrente C5 é composta principalmente por pentanos, pentenos, isopreno,
CPD, DCPD e piperilenos, compostos cuja proximidade dos pontos de ebulição torna
proibitiva a separação por destilação direta. Por este motivo é usado um solvente
para alterar a volatilidade dos contaminantes em relação ao Isopreno e permitir sua
separação.
A unidade é dividida em cinco seções: seção de dimerização, seção de
extração, seção de lavagem e recuperação de solvente, seção de remoção de
enxofre e seção de fracionamento.
Quanto ao consumo energético nesta unidade, predomina o consumo de
vapor como fonte de aquecimento de diversas correntes de processo. O uso do
vapor se dá nos níveis de pressão de 16 bar e de 4,6 bar, com predomínio do nível
de pressão mais baixo. Em ambos os casos, há reciclo de condensado.
A.6.
PARQUE DE ESTOCAGEM DE MATÉRIAS PRIMAS E PRODUTOS
Existe uma grande área fora dos limites de bateria das plantas de produção
que é destinada à estocagem e distribuição de matérias primas, combustíveis
líquidos e liquefeitos, produtos intermediários, produtos finais e diversos sistemas
auxiliares.
Apêndice A
194
Em muitos desses sistemas há consumo de vapor nas pressões de 16 bar e
4,6 bar. A maior parte desses consumos ocorre em trocadores de calor e em traços
de vapor em tubulações por onde circulam fluidos com alto ponto de fluidez. Em
todos esses sistemas há em comum o não aproveitamento do condensado.
Há também um grande consumo de vapor de 16 bar em duas tochas que
queimam os hidrocarbonetos voláteis que são lançados no sistema que coleta o
alívio das unidades de produção e do parque de estocagem. O vapor é usado como
fluido de arraste, tendo como função facilitar a combustão e evitar a formação de
fuligem.
A 7.
GRUPOS HOMOGÊNEOS DE GERAÇÂO E USO DE VAPOR NA UNIB
Diferentemente de uma termelétrica pura, onde o único produto é a energia
elétrica, o sistema de co-geração que é objeto de estudo deste trabalho produz
também o vapor, que é uma das formas de energia de maior importância para os
processos petroquímicos.
Pela descrição sumária apresentada dos diversos processos das plantas de
produção da UNIB, percebe-se que há uma intima relação desses processos com a
geração e o uso do vapor. Para facilitar a visualização dessa interação, a figura A.6
mostra o sistema de vapor com os principais grupos homogêneos, tanto de geração
quanto de uso.
A seguir, é feita a descrição desses grupos homogêneos que são, na
realidade, conjuntos de equipamentos ou processos que geram ou usam o vapor de
forma parecida.
A.7.1.
Fontes de geração primária de vapor
A geração primária de vapor pode ser subdividida em quatro grupos
homogêneos distintos que se interligam através da rede de distribuição que alimenta
os diversos consumidores.
1) Caldeiras – Esse sistema de geração de vapor é composto por seis
caldeiras localizadas na UTE, as quais geram vapor na pressão mais
Apêndice A
195
elevada, a 124 bar. Cinco dessas caldeiras possuem capacidade para
produzir continuamente 400 t/h de vapor superaquecido a 538 oC. A
sexta é uma caldeira de recuperação interligada com uma turbina a gás
que produz continuamente 100 t/h de vapor na mesma pressão e
temperatura das caldeiras anteriores.
2) Fornos de pirólise da planta de Olefinas 1 – Esse sistema é composto
por doze fornos de pirólise que geram vapor saturado na pressão de 124
bar, a partir do aproveitamento energético da corrente efluente de cada
forno, após as reações de pirólise da nafta. O conjunto dos fornos desse
sistema pode produzir até 380 t/h de vapor.
Para que o vapor gerado nos fornos de pirólise possa ser enviado ao
sistema de distribuição, é feito o superaquecimento a 538 oC em dois
fornos dedicados a esta função.
3) Fornos de pirólise da planta de Olefinas 2 – Esse sistema é composto
por dez fornos de pirólise que geram vapor superaquecido a 538 oC e na
pressão de 124 bar, a partir do aproveitamento energético da corrente
efluente de cada forno, após as reações de pirólise da nafta. O conjunto
dos fornos desse sistema pode produzir até 360 t/h de vapor.
4) Fornos da planta de Aromáticos 1 – Em quatro fornos da planta de
Aromáticos 1, há a geração de vapor na pressão de 16 bar, a partir do
aproveitamento da energia disponível nos gases de combustão. A
capacidade de produção de vapor nesses fornos é em torno de 50 t/h.
De acordo com esses dados, cerca de 97 % da geração primária de vapor é
feita na pressão de 124 bar, compreendendo as caldeiras da UTE e os fornos de
pirólise das plantas de olefinas. Apenas 3 % da geração ocorrem na pressão 16 bar.
A.7.2.
Grupos homogêneos de uso do vapor
Conforme pode ser observado na figura A.6 e na descrição dos processos
de cada planta, o uso de vapor dentro da UNIB está intimamente relacionado com os
diversos processos das plantas de produção. Este uso ocorre nos quatro níveis de
Apêndice A
196
pressão apresentados na tabela A.1 e pode ser distribuído nos seguintes grupos
homogêneos:
1) Na geração de energia elétrica – A geração de energia elétrica, a partir
do vapor, ocorre em quatro turbogeradores instalados na UTE. Três
desses turbogeradores são alimentados com vapor na pressão mais
elevado (124 bar) e possuem extração em 44 bar e contrapressão em 16
bar. A geração de energia elétrica nos turbogeradores é determinada
pela demanda de vapor a partir dos diversos processos das plantas da
UNIB e das empresas do Pólo Petroquímico, seguindo, assim, a lógica
de um sistema de co-geração.
O quarto turbogerador é acoplado a uma turbina condensante que pode
ser alimentada por vapor na pressão de 16 bar ou na pressão mais
baixa, a 4,6 bar. Esse turbogerador tem como função aumentar a
geração de energia elétrica em períodos de grande demanda ou
aproveitar o excedente de vapor de 4,6 bar que é perdido para a
atmosfera.
2) Como força motriz em turbinas acopladas a compressores e
bombas – Dentro da UNIB, a maior parte do uso da energia disponível
no vapor é como força motriz para o acionamento de um grande número
de compressores e bombas de pequeno médio e grande porte.
Na UTE, há 18 turbinas que usam vapor na pressão de 16 bar,
perfazendo um consumo total de projeto de 144 t/h e correspondendo a
uma potência de 11.700 kW. O vapor de exausto dessas turbinas é
condensado por contato direto com a água desmineralizada que
alimenta as caldeiras, havendo assim o aproveitamento completo da
energia disponível no vapor que sai dessas turbinas.
Dentro da CEMAP, o uso de vapor como força motriz é intenso. São, ao
todo, 62 turbinas espalhadas em todas as plantas, com potências
variando de 2 a 35.000 kW. A tabela A.2 mostra a distribuição das
turbinas de acordo com a pressão do vapor de alimentação, cujo
consumo perfaz um total de cerca de 153.000 kW, com as maiores
potências concentradas nas pressões de 124 e 44 bar.
Apêndice A
197
Figura A.2 - Distribuição das turbinas na CEMAP de acordo com a
pressão do vapor de alimentação
[Referências: (BRASKEM, 1989), (BRASKEM, 1990),
(BRASKRM, 1991), (BRASKEM, 2000)]
3) Como fonte de aquecimento de correntes do processo em
trocadores de calor – Há um grande número de trocadores de calor
espalhados por todas as plantas que usam vapor como fonte de
aquecimento, perfazendo um total de 184 e com consumo energético da
ordem de 1.800 GJ/h.
A tabela A.3 mostra a distribuição desses trocadores em função da
pressão do vapor de alimentação, onde se observa que o vapor mais
usado é o de 16 bar, vindo o de 4,6 bar logo em seguida. Na pressão de
44 bar, o uso do vapor como fonte de aquecimento é muito pouco e há
apenas um pequeno trocador que usa vapor na pressão de 124 bar.
Tabela A.3 - Distribuição dos trocadores de calor na UNIB que usam
vapor como fonte de calor
[Referências: (BRASKEM, 1989), (BRASKEM, 1990),
(BRASKRM, 1991), (BRASKEM, 2000)]
Apêndice A
198
A integração energética do processo com o sistema de vapor, através da
carga térmica transferida nesses trocadores de calor, é um fator muito
importante para o ganho de eficiência global da unidade termelétrica,
pois absorve o calor que seria perdido para o ambiente no condensador
em um ciclo de Rankine normal, sem co-geração.
4) Como fonte de aquecimento por contato direto da água para
geração de vapor – O principal uso do vapor nesse tipo de aplicação
ocorre nos desaeradores da água de alimentação das caldeiras e dos
fornos de pirólise das plantas de olefinas 1 e olefinas 2. Nesses casos, o
vapor usado é o de mais baixa pressão (4,6 bar),
onde há o
aproveitamento integral da energia e da massa de água, pois o vapor
condensa e incorpora ao fluxo de água que vai para as caldeiras ou para
os fornos, onde novamente se transforma em vapor.
Ocorre também esse uso nos condensadores de superfície da UTE,
onde o vapor de exausto das turbinas condensa em contato direto com a
água desmineralizada que alimenta as caldeiras.
Nesses casos o aproveitamento integral da energia e da massa de água
do vapor de baixa pressão é bastante favorável ao aumento da eficiência
energética do sistema de co-geração.
5) Como fonte de aquecimento de correntes do processo por contato
direto – Há muitos pontos nas plantas de produção onde o vapor é
injetado em sistemas em que entra em contato com correntes do
processo, tendo-se como principais exemplos dessa aplicação os
seguintes casos: remoção de compostos leves em colunas que usam o
vapor como fonte de calor, aquecimento da carga de reator que faz o
tratamento
de
correntes
aquosas
residuais
do
processo,
complementação do vapor de diluição que é misturado com a nafta que
alimenta os fornos de pirólise.
Em tais casos, o processo utiliza não somente a energia do vapor, mas
também a massa de água. Sob o ponto de vista energético, esse grupo
homogêneo de aplicação também favorece o ciclo de co-geração, pois
utiliza energia que seria perdida para o meio ambiente em um ciclo
Apêndice A
199
normal de Rankine. Porém gera um déficit no balanço de água do
sistema de vapor, pois a massa de condensado sai do ciclo,
incorporando-se a outros sistemas.
6) Como fluido auxiliar em processos de combustão – Há um consumo
permanente de vapor de 16 bar nos queimadores das caldeiras e nos
fornos que queimam combustíveis líquidos. Esse consumo se dá para
transformar o combustível líquido em uma nevoa de pequenas gotas e
permitir que a combustão ocorra de forma eficiente e com a mínima
geração de poluentes.
Ainda como fluido auxiliar em processo de combustão, há também um
consumo variável de vapor de 16 bar em duas tochas que queimam os
hidrocarbonetos voláteis que são lançados no sistema que coleta o alívio
das unidades de produção e do parque de estocagem.
Nesses casos, o vapor é também consumido integralmente e não há
retorno de condensado.
A.7.3 Fornecimento de vapor às empresas do Pólo
Fora da UNIB, tem-se uma imensa rede de distribuição de vapor para 28
empresas espalhadas no Pólo Petroquímico e cobrindo cerca de 12 quilômetros de
tubovias. O vapor é distribuído nas pressões de 44 bar e 16 bar por meio de
tubulações de grandes diâmetros, que chegam até 30 polegadas, e cobrindo
distâncias de até 4 quilômetros.
A.8.
CONCLUSÃO
Existe uma íntima relação entre o sistema de vapor e os diversos processos
na UNIB e nas empresas do Pólo Petroquímico. Dentro da UNIB, esta relação ocorre
tanto na geração quanto no uso do vapor.
A demanda de vapor como fonte de calor para o aquecimento de correntes
do processo, conforme é mostrado nas múltiplas formas dos grupos homogêneos,
favorece a aplicação do conceito de co-geração de energia elétrica e vapor na
Apêndice A
200
unidade termelétrica (UTE), conferindo ganho de eficiência energética em relação ao
que seria obtido com a aplicação do ciclo normal de Rankine.
Um aspecto desfavorável desse sistema de co-geração refere-se à
existência de muitos grupos homogêneos de uso do vapor em que não há retorno do
condensado. Em tais casos a massa de condensado sai do ciclo, incorporando-se
ao processo e gerando um déficit no balanço de água do sistema de vapor.
Apêndice A
201
Figura A.6 – Representação esquemática do sistema de vapor da UNIB, mostrando as fontes geradoras e os principais grupos
homogêneos de consumo.