Universidade Federal de Alfenas – MG
Campus Avançado de Poços de Caldas
Raphael Rodrigues Faleiros
Susana Lordano Luiz
INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E
ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONÔMICA
Poços de Caldas / MG
2014
Raphael Rodrigues Faleiros
Susana Lordano Luiz
INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E
ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONÔMICA
Trabalho apresentado no Instituto de
Ciência e Tecnologia da Universidade
Federal de Alfenas como parte dos
requisitos necessários à aprovação na
disciplina Trabalho de Conclusão de
Curso do curso de Engenharia
Química.
Orientador: Prof. Dr. Rafael F. Perna.
Coorientador: Prof. Dr. Leandro Lodi.
Poços de Caldas / MG
2014
Faleiros, Raphael Rodrigues.
Integraçao energética em uma planta de formaldeído e análise de
sua viabilidade econômica / Raphael Rodrigues Faleiros, Susana
Lordano Luiz. - Poços de Caldas, 2014.
51 f. Orientador: Rafael F. Perna.
Trabalho de Conclusão de Curso (Graduação em Engenharia
Química) - Universidade Federal de Alfenas, Poços de Caldas, MG,
2014.
Bibliografia.
1. Integração energética. 2. Método Pinch. 3. Trocador de calor. 4.
Formaldeído. I. Luiz, Susana Lordano. II. Perna, Rafael F.. III. Título.
CDD: 660.2
Raphael Rodrigues Faleiros
Susana Lordano Luiz
INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E
ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONOMICA
A banca examinadora, abaixoassinada, aprova o Trabalho de
Conclusão de Curso apresentado
como parte dos requisitos para
obtenção do título de bacharel (a) em
Engenharia Química.
Aprovado em 04 de dezembro de 2014.
AGRADECIMENTOS
À Universidade Federal de Alfenas pelas oportunidades e experiências oferecidas.
Aos meus pais, Regina e Benedito, que me deram condições para às minhas conquistas,
à minha irmã Cláudia pelo apoio.
Aos meus Tios Ana e José Roberto que me adotaram neste período de graduação.
Aos meus amigos de faculdade, em especial Susana, Gabriel e Jeferson, que foram meus
companheiros durante esta jornada.
A todas às pessoas que, de alguma forma, contribuíram para tornar este momento
possível.
Raphael Faleiros
Primeiramente, agradeço a Deus por ter me capacitado para chegar até aqui.
Aos meus pais, Marilsa e José Luiz, ao meu irmão, Sérgio, e ao meu namorado, Jonatan,
agradeço pelo amor, incentivo e apoio incondicional.
A meus amigos e a todos aqueles que direta ou indiretamente fizeram parte da minha
formação. E ao meu amigo Raphael Faleiros, pela paciência e companheirismo nessa fase tão
importante de nossas vidas, o meu muito obrigada!
Susana Lordano
“Se as coisas são inatingíveis... ora!
Não é motivo para não querê-las...
Que tristes os caminhos, se não fora
A presença distante das estrelas!”
Mario Quintana (1906-1994)
RESUMO
O presente trabalho teve por objetivo realizar a integração energética na planta industrial
de formaldeído da empresa Synteko® Produtos Químicos S/A, localizada na cidade de
Araucária, PR. A integração energética foi aplicada mediante a utilização do método Pinch, que
visa a máxima recuperação energética das correntes quentes e frias envolvidas no processo
químico. Com a implementação do método, foi possível confirmar a possibilidade de redução
do consumo de utilidades industriais externas, diminuindo, assim, os gastos energéticos da
planta em 95,27 %.
Palavras-chave: Integração energética. Método Pinch. Trocador de calor. Formaldeído.
ABSTRACT
This paper aims to conduct a heat integration in the formaldehyde production plant of
the company Synteko® Chemicals S.A., located in the city of Araucaria, PR. The heat
integration was applied by using the Pinch method, that aims a for maximum energy recovery
from hot and cold process streams. With the implementation of the method, it was possible to
confirm the possibility of reducing the consumption of external industrial utilities, thus reducing
the energy demand of the plant at 95.27%.
Keywords: Heat integration. Pinch method. Heat exchanger. Formaldehyde.
SUMÁRIO
1.
INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 8
2.
OBJETIVOS ................................................................................................................... 10
2.1. Objetivo geral ................................................................................................................ 10
2.2. Objetivos específicos ..................................................................................................... 10
3.
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................... 11
3.1. Formaldeído ................................................................................................................... 11
3.2. Integração energética .................................................................................................... 11
3.3. Trocadores de calor....................................................................................................... 13
3.3.1. Operação concorrente (ou paralelo) e contracorrente .............................................. 14
3.4. Calorimetria................................................................................................................... 16
3.5. Cálculo do calor específico de uma mistura gasosa ................................................... 16
4.
MÉTODO........................................................................................................................ 17
4.1. Construção da curva composta .................................................................................... 18
4.2. Cascata de calor............................................................................................................. 19
4.3. Construção da rede de trocadores de calor para máxima recuperação energética 21
4.4. Área de troca térmica ................................................................................................... 22
5.
DESENVOLVIMENTO ................................................................................................. 23
5.1. Balanço de massa .......................................................................................................... 23
5.2. Balanço energético ........................................................................................................ 25
5.3. Integração energética .................................................................................................... 28
6.
ANÁLISE DE VIABILIDADE ECONÔMICA DA INTEGRAÇÃO ENERGÉTICA . 35
7.
CONCLUSÃO ................................................................................................................ 37
REFERÊNCIAS ....................................................................................................................... 38
APÊNDICE A - MEMORIAL DE CÁLCULOS .................................................................... 39
1.
Balanço de massa .......................................................................................................... 39
1.1. Balanço de massa na coluna de absorção.................................................................... 42
2.
Balanço energético ........................................................................................................ 46
3.
Integração energética .................................................................................................... 47
3.1. Transferência de calor na rede de trocadores ............................................................ 47
3.2. Comparação das possíveis redes de trocadores .......................................................... 48
APÊNDICE B – FIGURAS...................................................................................................... 50
1.
Outras opções de rede de trocadores de calor ............................................................ 50
2.
Configuração da planta após integração energética .................................................. 51
8
1. INTRODUÇÃO
O fenômeno da globalização tem forçado as indústrias a se tornarem cada vez mais
competitivas perante o mercado consumidor, sendo para isso, de grande importância que estas
estejam sempre melhorando o desempenho dos seus processos. Neste contexto, o fator gasto
energético é de extrema importância, uma vez que este reflete diretamente no custo dos
produtos finais.
No Brasil, diversas são as indústrias produtoras de formaldeído, cujo principal destino
centra-se na produção de resinas. Uma das indústrias em destaque diz respeito à Synteko®
Produtos Químicos S/A, localizada na cidade de Araucária, PR, a segunda maior produtora de
formaldeído do país responsável por 18 % da produção nacional (ABRAF, 2010).
Apesar da Synteko® apresentar grande produtividade de formaldeído (150.000
toneladas/ano) e operar com um processo definido e, há muito tempo, já estabelecido, sua planta
demonstra deficiência em relação ao melhor aproveitamento dos recursos energéticos.
Atualmente, a maior parte da energia gerada no processo (principalmente oriunda da reação
química) é desperdiçada e toda a energia consumida para aquecer o metanol e o ar atmosférico,
(matérias-primas para a produção de formol), provém de fontes elétricas, acarretando em gastos
desnecessários. Ressalta-se também que um grande consumo de utilidades quentes (vapor
d’água) e frias (água para resfriamento) pode ser verificado na planta, intensificando o problema
energético.
Diante desse contexto, surge a necessidade de se preocupar com as fontes e os destinos
energéticos envolvidos, as diferentes maneiras de como esta energia será adicionada ou
removida, e quais os custos envolvidos para tal processo (RELVAS et al., 2002). Propõe-se,
então, a aplicação da Integração Energética, ferramenta esta de grande importância para a
indústria química que, a partir da década de 1980, passou a ser responsável pelo melhoramento
da eficiência energética de processos produtivos.
Com a aplicação desta ferramenta, pode-se obter um melhor desempenho de um
determinado processo por meio da recuperação da energia em excesso de uma dada corrente e
o seu reaproveitamento em outra etapa do processo. Vale ressaltar ainda que, com a aplicação
da integração energética, tem-se a redução da dependência da planta química com relação às
utilidades provenientes de fontes externas e, principalmente, as geradas por energia elétrica
(NETO, 2005).
Com base nestas informações, o presente trabalho voltou-se à obtenção de uma rede de
trocadores de calor visando a mínima demanda de utilidades quentes e frias, de forma a
9
maximizar a troca de energia entre as correntes envolvidas no processo e nas utilidades. Foi
aplicado, portanto, o conceito da integração energética em uma planta industrial de formaldeído
da empresa Synteko® S.A., fundamentada na Tecnologia Pinch, visando readaptá-la de acordo
com as necessidades energéticas do processo químico já existente.
10
1. OBJETIVOS
1.1.Objetivo geral
O presente trabalho teve como principal objetivo a realizar a integração energética em
uma planta industrial de formaldeído aplicando-se a tecnologia Pinch, a qual visa a máxima
recuperação e reaproveitamento energético do processo.
1.2.Objetivos específicos
Para o objetivo geral ser alcançado, foram traçados os seguintes objetivos específicos:

Realizar dos balanços de massa e energia do processo;

Identificar a temperatura do ponto de estrangulamento energético (Pinch Point);

Determinar as mínimas quantidades de energia fornecidas e retiradas do processo;

Realizar o projeto da rede de trocadores de calor através da elaboração do diagrama de
grades;

Comparar os custos com gastos energéticos antes e depois da integração energética;

Analisar a viabilidade de se implementar a integração energética na planta industrial da
empresa Synteko® S.A.
11
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. Formaldeído
O formaldeído (CH2O), também conhecido como formol ou metanal, é um aldeído
utilizado como agente estabilizante, bactericida ou plastificante, em resinas sintéticas e
indústrias têxteis, de couro, borrachas, cosméticos e farmacêuticos. Sua síntese, apresentada na
Equação (1), é altamente exotérmica, ocorrendo basicamente pela oxidação parcial do metanol
em fase gasosa, mediante o emprego de um reator catalítico de leito fixo. Os catalisadores,
normalmente utilizados, são a prata metálica ou óxido de ferro-molibdênio. A reação catalítica
produz diversos compostos químicos, no entanto, a reação é altamente seletiva para a produção
de formaldeído (ABRAF, 2010).
1
𝐹𝑒2 (𝑀𝑜𝑂4 )3 𝑀𝑜𝑂3
𝐶𝐻3 𝑂𝐻 + 2 𝑂2 →
𝐶𝐻𝑂𝐻 + 𝐻2 𝑂
(1)
Resumidamente, no seu processo produtivo, o metanol (matéria-prima) é aquecido até
a fase vapor e misturado com uma corrente de ar atmosférico pré-aquecida. A mistura é feita
em um compartimento do reator catalítico. Este, é recheado com óxido de ferro-molibdênio
(Fe2(MoO4)3.MoO3), gerando formaldeído na fase vapor com liberação de uma quantidade
significativa de energia (ΔH = - 159 kJ/mol).
Posteriormente, o produto sintetizado é resfriado e direcionado a uma coluna de
absorção, no qual o contato em contracorrente com a água desmineralizada leva a obtenção do
produto final na concentração desejada (37 % v/v).
2.2. Integração energética
Plantas industriais possuem uma grande demanda de energia, e este consumo é mais
acentuado principalmente em plantas antigas, cujos processos são carentes ou ausentes de
integração energética, havendo, portanto, pouca recuperação de calor entre as correntes
envolvidas.
A integração energética visa minimizar o consumo de utilidades quentes e frias,
maximizando assim, a recuperação de calor entre as correntes do processo (Figura 1).
12
Figura 1 - Modelo de um sistema de integração energética.
Fonte: Neto (2005).
Uma das formas de se aplicar a integração energética deve-se a utilização da conhecida
Tecnologia Pinch (RELVAS et al., 2002; PERLINGEIRO, 2005; TURTON, et al., 2010). Tal
tecnologia, em síntese, consiste no conceito do Pinch Point, que fornece informações sobre o
processo e permite a análise das potencialidades da integração (RELVAS et al., 2002). Desse
modo, uma boa rede de troca térmica envolve a definição do Pinch Point – ponto de maior
aproximação entre as temperaturas das correntes quentes e frias nas curvas compostas - e a
utilização dessa informação para definir o design de uma rede de trocadores de calor que
maximize a troca térmica (TURTON et al., 2010).
A Tecnologia Pinch, pode ser aplicada em uma grande variedade de problemas
relacionados a redes de transferência de calor. Com a aplicação desta tecnologia, o processo
produtivo pode ser reorganizado, avaliando a possibilidade do reuso de equipamentos já
existentes (TURTON et al., 2010).
Segundo Relvas et al. (2002), um fator importante no processo de integração consiste
no estabelecimento de metas que devem ser consideradas durante a implementação do método
proposto pela Tecnologia Pinch. Essas metas consistem em obter o consumo mínimo de energia
correspondente ao uso de utilidades externas para aquecimento ou refrigeração; o número
mínimo de unidades de transferência de calor (trocadores de calor, aquecedores ou
refrigeradores); ou a área mínima total de transferência de calor.
13
2.3.Trocadores de calor
Segundo Araujo (2011), trocadores de calor são equipamentos envolvidos em operações
unitárias de troca térmica entre dois fluidos, possibilitando o resfriamento ou aquecimento
desses. Nesses equipamentos os dois fluidos podem estar em contato direto ou indireto. Quando
o contato é indireto, os fluidos estão separados por uma parede, geralmente metálica, de
pequena espessura e com elevada condutividade térmica.
Os fluidos envolvidos no trocador de calor são denominados fluido quente e frio. O
fluido quente é aquele que fornecerá calor e, não havendo mudança de fase, resfriará. O fluido
frio, de maneira contrária, receberá calor, podendo aquecer. A água e o vapor d’água utilizados
como fonte de energia para transferência de calor não são considerados correntes do processo,
mas sim, utilidades (ARAUJO, 2011).
Araujo (2011) classifica os trocadores de calor de acordo com a função que
desempenham no processo:

Trocadores/recuperadores de calor entre duas correntes do processo, onde a energia do
fluido quente é fornecida ao frio a fim de ser recuperada.

Condensadores são trocadores de calor que removem calor latente de um vapor.

Resfriadores são utilizados para resfriar uma corrente do processo, utilizando um
refrigerante, geralmente água.

Aquecedores são trocadores utilizados para aquecer uma corrente do processo,
utilizando vapor de água saturada ou óleo térmico, na maioria dos casos, como fluidos
aquecedores.

Refervedores fornecem energia na forma de vapor (calor latente) para as colunas de
destilação.

Evaporadores são equipamentos utilizados para efetuar a evaporação da água ou outro
solvente a fim de concentrar uma solução.

Vaporadores são utilizados para realizar a vaporização de fluidos, com exceção da água,
convertendo o calor latente ou sensível de um fluido em calor de vaporização de outro.
Araujo (2011) ainda classifica os trocadores de calor de acordo com quatro categorias:

Tubular: casco e tubo, duplo tubo, resfriadores de ar, tubo aquecido;

De placa: placa, espiral, lamela, placa aletada;

De materiais altamente resistente à corrosão: grafite, vidro, teflon.

Especiais: rotativos, elétricos.
14
A equação de projeto de um trocador de calor é definida pela Equação (2):
𝑄𝑇𝐶 = 𝑈. 𝐴𝑇 . ∆𝑇𝑙𝑛 ,
(2)
em que 𝑄𝑇𝑐 é a quantidade de calor trocado, 𝐴𝑇 é a área de troca térmica do trocador de calor,
∆𝑇𝑙𝑛 a diferença logarítmica, que é calculada considerando o funcionamento dos trocadores de
calor com escoamento concorrente ou contracorrente, U é o coeficiente global de transferência
de calor, que pode ser definido através da equação (3):
1
𝑈
1
1
=ℎ +ℎ ,
𝑄
𝐹
(3)
no qual ℎ𝑄 e hF referem-se aos coeficientes de transferência de calor convectivos das correntes
quente e fria, respectivamente.
2.3.1. Operação concorrente (ou paralelo) e contracorrente
a)
Concorrente
Segundo Araujo (2011), nesta conformação, os dois fluidos entram no trocador de calor
pela mesma extremidade e percorrem o mesmo sentido. Na extremidade de entrada tem-se a
maior temperatura do fluido quente (T1) e a menor do fluido frio (t1), tendo nesta extremidade,
a maior diferença de temperatura entre os fluidos. Sendo esta diminuída ao longo do
Temperatura
equipamento, conforme ilustrado pela Figura (2).
Quantidade de calor
Figura 2- Distribuição de temperatura para a operação concorrente.
Fonte: Araujo (2011).
15
Na operação concorrente (ou paralelo) de um trocador de calor não é possível obter uma
temperatura de saída do fluido frio maior que a de saída do quente e a expressão para ∆𝑇𝑙𝑛
pode ser representada pela Equação (4).
∆𝑇𝑙𝑛 =
(𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 −𝑇𝐹𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 )−(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎 −𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎 )
𝑙𝑛[
(𝑇𝑄
−𝑇𝐹
)
𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
]
(𝑇𝑄
−𝑇𝐹
)
𝑠𝑎í𝑑𝑎
𝑠𝑎í𝑑𝑎
,
(4)
em que 𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 , 𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎 , 𝑇𝐹𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 e 𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎 são respectivamente as temperaturas das correntes
quentes e frias de entrada e saída nos trocadores de calor.
b) Contracorrente
Neste tipo de operação os fluidos entram no equipamento em extremidades opostas,
percorrendo-o em sentidos contrários (ARAÚJO, 2011). A diferença de temperatura ao longo
do trocador será mais homogênea, com relação ao escoamento concorrente, e a temperatura de
saída do fluido frio pode ser maior que a do quente (t2>T2) conforme representado pela Figura
Temperatura
(3).
Quantidade de calor
Figura 3- Distribuição de temperatura para operação em contracorrente.
Fonte: Araujo (2011).
O cálculo do ∆𝑇𝑙𝑛 para o trocador de calor em contracorrente pode ser definido pela
Equação (5):
16
(𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 −𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎 )−(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎 −𝑇𝐹𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 )
∆𝑇𝑙𝑛 =
(5)
(𝑇𝑄
−𝑇𝐹
)
𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
𝑠𝑎í𝑑𝑎
]
(𝑇𝑄
−𝑇𝐹
)
𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
𝑠𝑎í𝑑𝑎
𝑙𝑛[
2.4.Calorimetria
Calor é a energia térmica em movimento, transferida de um corpo a outro devido a uma
diferença de temperatura existente entre eles. O calor pode ser nomeado como sensível, quando
este promove uma variação de temperatura no meio, ou latente, quando contribui para que
ocorra mudança de fase (CEZAR, 2014). As Equações (6) e (7) relacionam, respectivamente,
ao cálculo do calor sensível e latente.
𝑄 = 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 ∙ ∆𝑇
(6)
𝑄 =𝑚∙𝐿
(7)
em que m é a massa do fluido, 𝑐𝑝 é o calor específico à pressão contante e L o calor latente. A
capacidade calorífica/ térmica, 𝐶𝑝 , é dada pela relação 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 .
Estas equações podem ser unidas na Equação (8), utilizada no balanço de energia nas
correntes do processo:
𝑄 = 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 (𝑙) ∙ (𝑇𝑒𝑏 − 𝑇𝑎𝑚𝑏 ) + ∆𝐻𝑣𝑎𝑝 + 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 (𝑔) ∙ (𝑇𝑓 − 𝑇𝑒𝑏 )
(8)
2.5.Cálculo do calor específico de uma mistura gasosa
O cálculo da capacidade calorífica à pressão constante (𝐶𝑝 ), considerando que os gases
se comportam idealmente, é feito a partir da seguinte expressão proposta por Smith et al (2007):
𝑔á𝑠 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙
𝐶𝑝 =
𝐶𝑝𝑖
𝑅
= 𝐴 + 𝐵 ∙ 𝑇 + 𝐶 ∙ 𝑇 2 + 𝐷 ∙ 𝑇 −2
(9)
em que 𝑐𝑝𝑖 é o calor específico de um componente que se comporta como gás ideal, e R é a
constante universal dos gases ideias.
Para calcular, o calor específico (𝑐𝑝 ) da mistura gasosa é feita uma somatória das frações
molares multiplicadas pelo 𝑐𝑝𝑖 dos componentes da mistura, segundo a equação (SMITH et al,
2007):
𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎) = ∑𝑛𝑖 𝑦𝑖 ∙ 𝑐𝑝𝑖
(10)
17
3. MÉTODO
A realização da integração energética baseada na Tecnologia Pinch foi aplicada na
planta industrial de formaldeído (Figura 4) da empresa Synteko®. Para isso, primeiramente,
foram realizados os balanços de massa e energia, visando obter as vazões mássicas e a
quantidade de energia presente em cada uma das correntes do processo.
17
Inertes
16
Água
E-100
P-100
4
12
E-103
E-105
5
1
T-100
11
A-100
3
10
6
E-104
E-101
2
14
P-101
R-100
Ar
15
13
9
C-100
P-102
8
18
19
7
P-103
E-102
T-100
C-100
P-100
E-100
E-101
Tanque de armazenamento de metanol
Ventilador de ar atmosférico
Bomba
Trocador de calor
Trocador de calor
R-100
E-102
E-103
E-104
E-105
Reator catalítico
Trocador de calor
Trocador de calor
Trocador de calor
Trocador de calor
T-101
A-100
P-101
P-102
P-103
T-101
Coluna de absorção
Bomba
Bomba
Bomba
Tanque de armazenamento de formol
Figura 4 - Fluxograma PFD, representativo do processo de produção de formaldeído sem integração energética.
Fonte: Adaptado de Synteko Produtos Químicos S/A.
Segundo Relvas et al (2002), as correntes apontadas como frias são correntes que
recebem calor durante o processo de produção, porque suas temperaturas necessitam de
aumentar e/ou porque sofrem uma mudança de estado físico. As correntes conhecidas como
quentes, ao contrário das frias, necessitam de resfriamento durante o processo e/ou também de
uma mudança de estado.
Relvas et al (2002) reporta também que, o valor do ΔTmin escolhido para à utilização
na metodologia Pinch não pode ser inferior ao valor correspondente ao do ΔT de transição –
diferença mínima de temperatura possível capaz de obter redução energética - pois valores
18
inferiores remeteriam a um custo maior com gastos com investimentos operacionais em
trocadores de calor, sem qualquer tipo de benefício com recuperação energética.
Vale ressaltar que muitas vezes para a escolha do valor para o ΔTmin ótimo, é também
considerado os custos referentes aos gastos com a aquisição dos trocadores de calor,
considerando-se o período de retorno do investimento, a taxa de rentabilidade e horas de
operações da unidade de troca de calor (RELVAS et al; 2002). Este tipo de análise não será
foco do presente trabalho devido à uma grande complexidade e demanda de tempo que seria
necessária para tal, sendo então, o objetivo desta integração energética, a máxima recuperação
em energética.
3.1.Construção da curva composta
As curvas compostas (Figura (5)) representam graficamente as variações de entalpia
referentes às correntes quentes e frias. Segundo Neto (2005), a curva composta é uma
representação do balanço de energia do processo (perfis de Temperatura versus Variação de
entalpia), sendo definida para as correntes quentes (curva composta quente) e frias (curva
composta fria). A curva composta quente é obtida pela soma das cargas térmicas de
resfriamento, enquanto a curva composta fria é obtida pela soma das cargas térmicas de
aquecimento, gerando valores acumulados para cada temperatura (TURTON, 2010).
Figura 5 - Curva composta, a nível de exemplo
Fonte: Adaptado de Relvas et al (2002).
19
Relvas et al (2002), propõe que o conceito da construção das curvas compostas é a
verificação:

Da quantidade máxima de energia que é possível recuperar por transferência de calor
entre as correntes do processo (𝑄𝑟𝑒𝑐𝑢𝑝𝑒𝑟𝑎𝑑𝑜 );

Da quantidade mínima de calor exterior a fornecer ao processo por uma utilidade quente
(𝑄𝑈𝑄,𝑚𝑖𝑛 );

Da quantidade mínima de calor a retirar do processo, utilizando utilidade fria (𝑄𝑈𝐹,𝑚𝑖𝑛 );

Da localização do ponto de estrangulamento (PE), para um dado valor de ΔTmin,
correspondente às temperaturas de maior aproximação das curvas compostas.
O ponto de estrangulamento corresponde a região onde ocorre uma constrição entre as
curvas compostas frias e quentes, conforme ilustrada no gráfico, sendo este local relacionado
ao pinch.
Tendo em vista um consumo mínimo de energia, Relvas et al (2002), reporta que é
necessário seguir os seguintes princípios:

Não se deve transferir calor através do ponto de estrangulamento (PE), pois qualquer
energia fornecida da zona acima do PE para a zona abaixo, implica um acréscimo dessa
mesma magnitude na utilidade quente e na utilidade fria.

O uso inapropriado das utilidades deve ser evitado. Caso seja utilizada utilidade fria
acima do PE para arrefecer uma corrente quente, a quantidade de calor retirada terá de
ser reposta incrementando o gasto de utilidade quente. O mesmo se verifica abaixo do
PE, caso seja utilizado utilidade quente.
Existem casos, conhecidos como Threshold Problems, onde não ocorre o PE. Nestas
situações, o ponto do pinch ocorrerá em uma região de menores diferenças de temperaturas,
onde não será necessária a utilização de alguma utilidade externa, isto é, até determinado valor
de ΔT min apenas se necessita de utilidade fria ou quente e o valor deste é denominado ΔT de
transição. A utilização das curvas compostas a fim de se obter os consumos mínimos de
utilidades externas é pouco correta pois baseia-se em uma construção gráfica, sendo mais
eficiente o método algébrico das cascatas de calor.
3.2. Cascata de calor
Pela cascata de calor é possível obter os consumos mínimos de utilidades e a localização
do ponto do Pinch. A idéia do algoritmo, segundo Relvas et al (2002), é verificar para cada
20
intervalo de temperaturas, a quantidade de calor disponível entre as várias correntes de processo
existentes e transferir o excesso de cada nível térmico para o imediatamente inferior, seguindo
os seguintes passos:
a)
O primeiro passo consiste em dividir o processo em intervalos de temperaturas
apresentados pelas correntes. Para tal, é necessário primeiramente realizar um ajuste das
temperaturas reais, utilizando-se das Equações 11 e 12 respectivamente paras as correntes frias
e quentes.
𝑇′𝐹𝑅𝐼𝐴 = 𝑇𝐹𝑅𝐼𝐴 +
𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛
2
𝑇′𝑄𝑈𝐸𝑁𝑇𝐸 = 𝑇𝑄𝑈𝐸𝑁𝑇𝐸 −
,
𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛
2
(11)
,
(12)
A partir de tais ajustes nas temperaturas assegura-se que durante a implementação do
método não haverá trocas de calor entre correntes que podem apresentar valores de ΔT
inferiores ao estipulado para o de ΔTmin, garantindo também que apenas o intervalo do Pinch
apresente tal diferença de temperatura mínima.
b) O segundo passo consiste em efetuar um balanço de energia para os novos intervalos de
temperaturas corrigidas, segundo a Equação 13.
′
𝑄𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜 = [∑𝐶.𝐹𝑟𝑖𝑎𝑠 𝑚. 𝑐𝑝𝑖 𝑓𝑟𝑖𝑎𝑠 − ∑𝐶.𝑄𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠 𝑚. 𝑐𝑝𝑖 𝑄𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠 ] . ∆𝑇𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜
(13)
em que para cada intervalo de temperaturas ΔT’, Q é o balanço de energia, e cada termo dentro
dos colchetes corresponde a uma somatória das capacidades térmicas das correntes frias e
quentes respectivamente.
Se a quantidade de calor das correntes frias “predominarem” sobre as correntes quentes,
então existirá um déficit de calor no intervalo analisado e Q será maior que zero. Por outro lado,
se a quantidade de calor das correntes quentes “predominarem” sobre as frias, existirá um
excesso de calor e Q será maior que zero.
c)
A terceira etapa consiste da construção da cascata de calor. Primeiramente é elaborada
uma coluna para a cascata inviável, na qual é realizada uma análise energética considerando
que nenhuma quantidade de calor externo é fornecida ao processo, ou seja,
𝑄UtilidadeQuente = 0. Nesta coluna, devem-se dispor os valores calculados de 𝑄𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜 ,
realizando um saldo cumulativo das demandas energéticas que ficarão disponíveis em cada
intervalo. A ideia desta coluna da cascata inviável é obter o maior valor negativo de energia
21
acumulada possível nos intervalos. Uma vez que na realidade não é possível transferir calor de
um nível térmico superior para um inferior quando o primeiro tem um déficit de energia, os
valores negativos de calor acumulado devem ser eliminados e, por isso, existe a necessidade da
construção da coluna da cascata viável. Para evitar este déficit energético, é montada uma outra
cascata, nomeada de cascata viável, em que o maior valor negativo acumulado na coluna
anterior, é colocado no início como excesso de energia no sistema, visando obter um valor igual
a zero no intervalo do Pinch – pois através deste ponto, não ocorre transferência energética, por
definição.
A cascata de calor também fornece as quantidades mínimas exigidas de utilidades
quentes e frias através dos valores iniciais e finais da coluna que representa o calor acumulado
da cascata viável.
3.3. Construção da rede de trocadores de calor para máxima recuperação energética
A construção da rede de trocadores de calor envolve relacionar as correntes que deverão
realizar troca energética. Nesta etapa, são selecionadas as correntes quentes que fornecerão
energia térmica às correntes frias com o objetivo de aquecê-las às temperaturas desejadas, além
de poder verificar e obter a quantidade mínima de trocadores de calor envolvidos na rede. Na
escolha de quais correntes serão envolvidas na troca energética deve-se adotar um cuidado
especial para evitar que tais correntes, em determinadas etapas do processo, atinjam durante a
troca de energia uma diferença de temperatura que seja inferior à estipulada como sendo ao do
ΔTmin. Relvas et al (2002), cita que para evitar esta possibilidade, a metodologia Pinch propõe
regras que devem respeitadas:
a)
Deve-se esboçar a figura do diagrama de grade, representando de maneira paralela as
correntes envolvidas no processo, suas variações de temperaturas, a localização do pinch e
dividir o problema em duas regiões nomeadas como acima e abaixo do pinch a fim de se analisar
separadamente cada uma delas. A zona condicionada próximo ao pinch será a que mais limitará
o processo de escolha das correntes, pois nas imediações desse, a diferença de temperaturas
entre as correntes quentes e frias é exatamente ao do ΔTmin. Por essa razão, as possibilidades
de trocas de calor nesta região são severamente limitadas, sendo portanto, nesta imediação, um
fundamental ponto de partida para construção da rede de trocadores de calor.
b)
Nas zonas imediatamente acima do pinch, as escolhas das correntes que trocarão calor
devem ser determinadas de tal maneira que a capacidade calorífica da corrente quente
22
(𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 deve ser inferior ou igual à capacidade calorífica da corrente fria (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑓𝑟𝑖𝑎 ,
sendo também que, nesta região, o número de correntes quentes (𝑁𝑄 ) deve ser inferior ou igual
ao número de correntes frias (𝑁𝐹 ). Inversamente, nas zonas imediatamente abaixo do pinch, os
valores de (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 e 𝑁𝑄 devem ser superiores ou iguais aos valores de (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑓𝑟𝑖𝑎 , e
𝑁𝐹 , respectivamente. As relações aqui apresentadas são aplicáveis junto ao pinch, ou seja,
apenas quando ambas as correntes estão sobre ele.
c)
Para os trocadores de calor localizados em uma área afastada do pinch é necessário
realizar as seguintes considerações: Acima do pinch, a utilidade fria não deve ser utilizada, uma
vez que, todas as correntes quentes terão de ser arrefecidas até a temperatura do pinch por troca
de calor com as correntes frias; Abaixo do pinch, a utilidade quente não deve ser utilizada, pois
todas as correntes frias precisam ser aquecidas até a temperatura do pinch por troca de calor
com as correntes quentes.
3.4. Área de troca térmica
O cálculo da área total de troca térmica relativa aos trocadores de calor envolvidos na
rede é importante, pois seu valor está diretamente relacionado ao custo dos equipamentos. Por
isso, busca-se uma conformação de rede que ofereça uma menor área de troca térmica.
Uma vez conhecidas as energias trocadas em cada trocador de calor (𝑄𝑇𝐶 ), bem como
quais correntes estão envolvidas na troca, calcula-se as áreas específicas de cada trocador
utilizando a seguinte Equação (14):
𝑄
𝑇𝐶
𝐴𝑇𝐶 = 𝑈.∆𝑇
,
𝑙𝑛
em que U e ∆𝑇𝑙𝑛 são definidos pelas equações (3) e (5), respectivamente.
(14)
23
4. DESENVOLVIMENTO
4.1. Balanço de massa
O balanço de massa foi realizado baseando-se em uma produção anual de 120.000
toneladas de formaldeído (37 %, v/v). Considerando que a empresa está em operação 320 dias
no ano, a produção média estimada é de 375.000 kg/dia. Outros dados de projeto estão
representados na Tabela 1.
Tabela 1 - Dados do projeto.
Dados de projeto
Produção de formaldeído
120.000
tonelada/ano
Fator operacional
320
dias
Pureza do metanol
100
%
Relação Metanol/Mistura na alimentação
8
%
Concentração mássica do formol no produto
37
%
Para calcular a conversão da carga da unidade no produto principal (formol) e
subprodutos provenientes de reações secundárias (dimetil-éter, monóxido de carbono e metanol
não reagido), as seguintes reações foram consideradas no reator catalítico:
Fe  MoO

4 3
CH 3OH  1 O2 2  
3  CHOH  H 2 O
2
MoO
Reação principal
2CH3OH  CH 3 2 O  H 2O
Reação secundária I
CH3OH  O2  CO  2 H 2O
Reação secundária II
As reações obedecem aos valores de rendimentos molares oferecidos pela Synteko,
dispostos na Tabela 2.
Tabela 2 - Rendimento molar.
Rendimento molar
Formol - 𝐶𝐻𝑂𝐻
92,65%
Reação principal
Dimetil-éter - (𝐶𝐻3 )2 𝑂
1,09%
Reação secundária I
Monóxido de carbono - 𝐶𝑂
4,67%
Reação secundária II
Metanol - 𝐶𝐻3 𝑂𝐻
1,59%
Não reagiu
24
A ocorrência de maior formação de formol na reação principal se deve à seletividade do
catalisador - óxido de ferro-molibdênio (Fe2(MoO4)3.MoO3).
A composição do ar da mistura da alimentação, e as massas molares dos componentes
envolvidos nas reações, estão descritas nas Tabelas 3 e 4, respectivamente.
Tabela 3 - Composição do ar atmosférico.
Componente
Composição (%)
𝑁2
79
𝑂2
21
Massa molar do Ar:
29 kg/kgmol
Tabela 4 – Massas molares dos componentes envolvidos nas reações.
Componente
Massa Molar (kg/kgmol)
Metanol - 𝐶𝐻3 𝑂𝐻
32
Formol - 𝐶𝐻𝑂𝐻
30
Água - 𝐻2 𝑂
18
Dimetil-éter - (𝐶𝐻3 )2 𝑂
46
Monóxido de carbono - 𝐶𝑂
28
Todos os dados calculados no balanço de massa da planta de formaldeído da Synteko
Produtos Químicos S/A estão resumidos na Tabela 5. Esta tabela foi construída baseada na
representação da planta na Figura 4. Foram identificadas somente as principais correntes
utilizadas no balanço de material da unidade em questão. O detalhamento dos cálculos encontrase em anexo, no Apêndice A.
25
Tabela 5 - Vazão mássica dos componentes nas correntes do processo.
5+6
Correntes
8
17
12
15
19
Saída
Gases
Corrente
Corrente
Saída
reator
inertes
da coluna
da coluna
reator
159.741
2.540
-
2.535
1.088
2.537
CH2O
-
138.750
-
138.510
59.413
138.610
H2O
-
92.132
-
225.541
96.774
225.703
componentes
(CH3)2O
-
1.251
-
1.249
536
1.250
(kg/dia)
CO
-
6.527
-
6.516
2.795
6.521
N2
1.451.247
1.451.247
1.451.247
-
-
-
O2
385.774
304.315
304.315
-
-
-
1.996.762
1.996.762
1.755.561
374.621
160.575
375.000
Vazão
Vazão
dos
total
Descrição
Alimentação
CH3OH
da
corrente
(kg/dia)
4.2. Balanço energético
O balanço energético do processo foi calculado baseando-se nas frações mássicas e molares
obtidas no balanço de massa. Alguns dados de projeto importantes, ainda não citados, estão
dispostos na Tabela 6.
Tabela 6 - Dados de projeto do metanol.
Dados do metanol
𝑐𝑝 (𝐿í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜)
81,46 kJ/kmol.K
𝑐𝑝 (𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑜)
51,21 kJ/kmol.K
𝑇𝑒𝑏
64,4 °C
∆𝐻𝑣𝑎𝑝
35,3 kJ/kmol.K
Fonte: Smith et al (2007); Atkins et al (2011).
Para calcular o 𝑐𝑝 dos componentes no estado gasoso, pela Equação 9, utilizou-se os
parâmetros A, B, C e D.
26
Tabela 7 - Parâmetros A, B, C e D para cálculo dos calores específicos dos componentes da mistura.
Componente
A
103 B
106 C
10-5 D
Dimetil-éter - (CH3)2
-
-
-
-
Água - H2O
3,47
1,45
-
0,121
Monóxido de Carbono - CO
3,376
0,557
-
-0,031
Metanol - CH3OH
2,211
12,216
-3,45
-
Oxigênio - O2
3,639
0,506
-
-0,227
Nitrogênio - N2
3,28
0,593
-
0,04
Formol - CHOH
2,264
7,022
-1,877
-
Fonte: (SMITH et al, 2007).
De posse das frações molares e dos 𝑐𝑝𝑖 de cada componente (Tabela 9), calculou-se o
𝑐𝑝 da mistura gasosa através da Equação 10 para a saída do reator a uma temperatura de 280oC
(Tabela 8), para as correntes de refluxo da coluna de absorção à 155oC (Tabela 9), e para o
produto de fundo da torre absorvedora à 155oC (Tabela 10).
Tabela 8 - Cp dos componentes das correntes 11 e 13.
Correntes 11 e 13 – Coluna de absorção (T = 155 °C)
Componente
Fração Molar –
Corrente 11
Fração Molar –
Corrente 13
cp (kJ/kmol.K)
(CH3)2O
0,002
0,002
65,60 *
H2O
0,717
0,717
35,54
CO
0,013
0,013
29,90
CH3OH
0,005
0,005
56,58
CHOH
0,264
0,264
40,94
𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎)
36,318
36,318
(kJ/kmol.K)
*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).
27
Tabela 9 - Dados para cálculo do Cp da mistura gasosa.
Corrente 7 – Saída do Reator (T = 280 °C)
Componente
Fração Molar (%)
cp (kJ/kmol.K)
(CH3)2O
0,04
65,60 *
H2 O
7,17
35,83
CO
0,33
30,53
CH3OH
0,11
65,75
O2
13,31
31,95
N2
72,57
30,09
CHOH
6,48
46,32
𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎)
31,85 (kJ/kmol.K)
*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).
Tabela 10 - Cp dos componentes da corrente 19.
Corrente 19 – Produto de fundo da torre absorvedora (T = 155 °C)
Componente
Fração Molar (%)
cp (kJ/kmol.K)
(CH3)2O
0,16
65,60 *
H2 O
71,66
34,54
CO
1,33
29,90
CH3OH
0,45
56,58
CHOH
26,40
40,94
𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎)
36,32 (kJ/kmol.K)
*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).
Após calculados os 𝑐𝑝 das misturas, calculou-se a quantidade de calor das correntes
pelas Equações 6 e 7. Os valores de energia disponíveis para troca térmica, considerando que
não haja perdas para o sistema, estão representados nas Tabelas 11, 12 e 13.
28
Tabela 11 - Calor disponível nas correntes de entrada.
Corrente de entrada
Q (kJ/dia)
Metanol – corrente 4
45.749.312
Ar – corrente 3
287.880.202
Fonte: Próprio autor.
Tabela 12 - Calor disponível na corrente de saída do reator.
Corrente de saída do reator
Q (kJ/dia)
Mistura – corrente 7
-284.401.290
Fonte: Próprio autor.
Tabela 13 - Calor disponível nas correntes de refluxo da coluna de absorção.
Refluxos da coluna de Absorção
Q (kJ/dia)
Refluxo externo da coluna – corrente 13
-9.534.152
Refluxo interno da coluna – corrente 11
-9.532.790
Fonte: Próprio autor.
4.3. Integração energética
O sistema em estudo é composto pelas correntes frias 3 e 4 (ilustradas na Figura 4) e
pelas correntes quentes 7, 11 e 13. A Tabela 14 expõe os dados importantes, como as
temperaturas iniciais (𝑇𝑖 ) e finais (𝑇𝑓 ) de cada corrente, suas respectivas capacidades caloríficas
(𝑚 ∙ 𝑐𝑝 ) e a quantidade de calor total liberada ou absorvida pelas correntes.
Tabela 14 - Dados do sistema de estudo
Corrente
𝑇𝑖 (ºC)
𝑇𝑓 (ºC)
𝛥𝑇
Q (kJ)
Q (kW)
𝑚 ∙ 𝑐𝑝 (kW/K)
3
25
180
155
287.880.202
3.331,95
21,50
4
25
180
155
45.749.312
529,51
3,42
7
280
155
-125
-284.401.290
-3.291,68
26,33
11
50
35
-15
-9.532.790
-110,33
7,36
13
70
35
-35
-9.534.152
-110,35
3,15
Fonte: Próprio autor.
29
Para o presente trabalho foi escolhido como objetivo para a integração energética a
obtenção de uma rede de trocadores de calor que obtivesse uma máxima recuperação energética
(MRE), ou seja, que a conformação atual da planta fosse modificada de modo a se obter o menor
uso possível de utilidade externa do processo. Lembrando que se entende por utilidade externa,
os fluidos térmicos exteriores ao processo que realizam a troca térmica diretamente com as
correntes de forma a fornecer-lhes ou retirar-lhes calor, podendo ser quentes (vapor de água,
fluidos quentes, efluentes gasosos, gases de combustão) ou frias (água de refrigeração, ar
atmosférico, fluido de arrefecimento, entre outros).
Para a escolha do valor ótimo para o ΔTmin, foi aplicado o algoritmo da cascata de calor
para uma faixa de ΔT de 5-20 ºC, obtendo-se os valores das quantidades energéticas
demandadas pelas utilidades quentes e frias para respectivos valores de ΔTmin. Através dos
dados obtidos pelo algoritmo citado, foi possível a construção do gráfico representado pela
Figura 6, que expõe a demanda energética requerida para cada valor de ΔTmin.
Figura 6 - Variações das demandas mínimas requeridas de utilidades quentes e frias em relação às variações dos
valores de ΔTmin.
Fonte: Próprio autor.
Pela análise da Figura 6, observa-se a existência de uma inflexão nas curvas no ponto
correspondente a um valor de ΔTmin de 10°C, que corresponde ao ΔT de transição, e que
valores abaixo desse não ocorrem quaisquer variações nos valores energéticos demandados para
utilidades quentes e frias.
Como proposto pelo algoritmo da cascata de calor, as temperaturas foram corrigidas, e
estão representadas na Tabela 15.
30
Tabela 15 - Determinação das temperaturas corrigidas das correntes do processo.
Nome da corrente
Tipo de corrente
𝑇𝑖 (°C)
𝑇𝑓 (ºC)
𝑇𝑖′ (ºC)
𝑇𝑓′ (ºC)
3
4
7
11
13
Fria
Fria
Quente
Quente
Quente
25
25
280
50
70
180
180
155
35
35
30
30
275,3
45,3
65,3
185
185
150
30
30
Fonte: Próprio autor.
A Figura 7 ilustra quais correntes existem em cada intervalo de temperatura, juntamente
com seus respectivos valores de capacidade térmica.
Corrente
m*Cp (kW/K)
Q (kW)
Intervalo
Temperatura
corrigida (oC)
7
26,33
3291,68
11
7,36
110,33
13
3,15
110,35
QUENTE QUENTE QUENTE
3
21,50
3331,95
4
3,42
529,51
FRIA
FRIA
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
275
1
185
2
|
|
|
150
3
65
4
45
5
|
|
|
|
30
Figura 7 - Conformação das correntes em intervalos de temperaturas corrigidas.
Fonte: Próprio autor.
A Figura 8 ilustra os valores de Q para cada intervalo, calculado pela Equação 13. Caso
o valor de Q seja negativo, significa que existe um excesso energético disponível para troca;
caso contrário, existe uma demanda por energia térmica.
31
Figura 8 - Valores de Q para cada intervalo de temperatura corrigida.
Fonte: Próprio autor.
A Figura 9 representa às cascatas de calor inviável e viável. No cálculo da cascata
inviável, obteve -349,09kW como maior valor negativo de calor acumulado, sendo este valor
utilizado como utilidade quente para iniciar a coluna da cascata viável.
Temperaturas
corrigidas (°C)
275
Q intervalo
Cascata inviavel
▼
-2369,69
0,00
-2370,01
185
▼
-49,61
▼
2117,57
2370,01
▼
431,43
2419,74
▼
206,64
302,17
▼
2719,10
▼
2768,83
▼
651,26
435,20
-133,03
216,06
PINCH
▼
2117,57
435,20
45
349,09
-49,73
2117,57
65
▼
-2370,01
-49,73
150
30
Cascata viável
▼
216,06
216,06
-349,09
▼
0,00
Figura 9 - Cascata de calor.
Fonte: Próprio autor.
Nota-se, portanto, que o Pinch corresponde a uma temperatura corrigida de 30ºC, que
convertida em temperatura real, se refere aos valores de 35ºC para as correntes quentes e de
25ºC para as correntes frias, obedecendo ao 𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛 = 10℃. Além disso, obteve-se os valores
de 349,09kW e 0,0kW para as demandas mínimas energéticas requeridas de utilidades quentes
e frias, respectivamente.
32
A curva composta, que relaciona as temperaturas às variações de entalpia acumuladas
das correntes, está representada pela Figura 10. Nesta curva, é possível verificar, pela diferença
de variação de entalpia entre as correntes frias e quentes, que a demanda energética externa
necessária para aquecer a corrente fria é de 349,09 kW.
300,0
Temperatura (oC)
250,0
200,0
150,0
100,0
50,0
0,0
0,0
500,0
1000,0
1500,0
2000,0
2500,0
3000,0
3500,0
4000,0
Variação de entalpia (kW)
Correntes frias
Correntes quentes
Figura 10 - Curvas compostas.
Fonte: Próprio autor.
Analisando ainda a curva composta, verifica-se que se trata de um tipo de
particularidade do método Pinch conhecido como Threshold, onde não ocorre o chamado ponto
de estrangulamento, isso é, na extremidade do intervalo do ΔTmin - que neste caso foi o de
ΔTtransição - não se necessita de utilidade quente ou fria. No presente trabalho não se
necessitou de utilidade fria, apenas de quente.
Para a montagem da rede de trocadores, foi analisado, primeiramente, os valores das
capacidades térmicas (𝑚. 𝑐𝑝 ) das correntes para definir quais delas poderiam trocar calor.
Considerando o sistema em questão (Figura 11) observa-se que:
(𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 13 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 4
e
(𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 13 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 3
33
Assim como,
(𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 11 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝 )𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 3
Pela regra apresentada na seção 4.3, sabe-se que a corrente 11 só pode fornecer calor à
corrente 3 e, por consequência, a corrente 13 para a 4. Já a corrente 7, não obedece nenhuma
das regras apresentadas, pois suas temperaturas não fazem intersecção com as temperaturas de
Pinch. Deste modo, ela pode trocar calor com qualquer uma das correntes frias.
3,42
Fria
Temp.
correntes
frias (°C)
35
50
70
155
280
▼
● ● ▼ ▼
Fria
4
25
21,50
5
●
Quente
3
4
●
Quente
3,15
3
▲ ▲
7,36
13
2
180
11
1
●
Intervalo
Temp.
Corrente m*Cp (kW/K)
correntes
quentes (°C)
7
26,33
Quente
PINCH
Figura 11- Diagrama de grade para região acima do Pinch.
Fonte: Próprio autor.
Em seguida, criou-se um diagrama de grade que representasse as trocas térmicas
realizadas (Figura 12) na região acima do Pinch, visando atingir as temperaturas finais
determinadas para cada uma das correntes. Nesta etapa, obteve três possíveis conformações
para a rede de trocadores, e foi considerada como mais apropriada aquela que apresentou uma
menor área de troca térmica, pois isso está relacionado a um custo menor de equipamentotabelas comparativas no apêndice A. Será detalhado, portanto, somente a montagem da rede
escolhida, sendo que as outras opções estão representadas no Apêndice B, juntamente com uma
21,50
Fria
4
3,42
Fria
163,76oC
C
180oC
30,13oC
57,30oC
Figura 12 - Rede de trocadores de calor no diagrama de grades.
Fonte: Próprio autor.
● ●
Quente
3
110,33 kW
Quente
3,15
▼ ▼
7,36
13
110,35 kW
11
●
Quente
●
26,33
▼ 2.872,52 kW
7
419,16 kW
m*Cp
(kW/K)
▲ ▲
Corrente
●
349,09 kW
tabela comparativa dos cálculos de área de troca.
34
Os cálculos para a construção da rede estão em anexo no Memorial de Cálculos
(Apêndice A).
Para facilitar o entendimento, a Figura 13, representa a rede de trocadores com as
temperaturas de entrada e saída das correntes em cada um dos trocadores de calor, e a energia
térmica trocada entre elas.
Figura 13 - Rede de trocadores de calor.
Fonte: Próprio autor.
O desenho da planta de formaldeído após a integração energética encontra-se em anexo
(Apêndice B – item 2)).
35
5. ANÁLISE DE VIABILIDADE ECONÔMICA DA INTEGRAÇÃO
ENERGÉTICA
A energia gasta antes da integração energética, é igual à soma de toda a energia
fornecida pelas utilidades externas quentes e frias, totalizando 7.373,82 kW/dia (Tabela 16)
para satisfazer as necessidades térmicas de cada corrente. Com a integração energética, a
quantidade de energia fornecida por utilidades externas seria de 349,09 kW/dia, o que
representa uma redução do consumo de 95,27%.
Tabela 16 - Comparação dos gastos antes e após a integração energética.
Corrente
Tipo
Tipo de utilidade externa
Q (kW/dia) Energia externa(kW/dia)
3
fria
quente
3.331,95
3.331,95
4
fria
quente
529,51
529,51
7
quente
fria
-3.291,68
3.291,68
11
quente
fria
-110,33
110,33
13
quente
fria
-110,35
110,35
Total
7.373,82 kW/dia
Quantidade de energia de utilidades externas após integração
Redução do consumo
349,09 kW/dia
95,27%
De posse das demandas energéticas disponíveis na Tabela 16 e dos custos do kW,
disponíveis no site da COPEL (companhia de energia responsável pela distribuição na região
de Araucária, PR) e informados na Tabela 17, foi possível realizar o cálculo dos gastos
energéticos demandados pela empresa antes e após a integração energética (Tabela 18),
considerando um período de ponta correspondente a 3 horas diárias e fora de ponta de 21 horas,
já considerando os impostos.
36
Tabela 17 - Valor do kWh pela COPEL.
Consumo (R$/kWh)
Resolução ANEEL
Com os impostos ICMS e
PIS/COFINS
Ponta
0,30979
0,46584
Fora de ponta
0,18956
0,28505
Fonte: COPEL, 22 de julho de 2014.
Tabela 18 – Custos energéticos demandados antes e após a integração energética.
Demanda
Energética
(kW/dia)
Demanda
Energética
(kW/h)
Custo kWh
(horário de
ponta)
Custo kWh
(horário fora
de ponta)
Custo
energético (R$)
- Eficiência de
30%
Antes
integração
7373,82
307,24
0,46584
0,28505
226.854,54
Após
integração
349,09
14,54
0,46584
0,28505
10.739,67
Fonte: Próprio autor.
Os gastos com energia, considerando uma eficiência de 30% da conversão energia
elétrica em térmica, cairiam de R$ 226.854,54 para R$ 10.739,68 mensais. Essa redução foi de
95,27% em relação aos gastos anteriores.
37
6. CONCLUSÃO
O método aplicado no presente trabalho fornece uma adaptação às plantas industriais já
existentes visando a realização da Integração Energética através dos conceitos da tecnologia
pinch, acarretando a otimização das demandas em energia devido à possibilidade de
recuperação energética do processo. No estudo da aplicação desta tecnologia em uma planta de
produção de formaldeído da empresa Synteko® Produtos Químicos S/A, os resultados obtidos
mostraram-se bastante promissores, com a possibilidade de economia de energia acarretando
benefícios econômicos.
Foi verificado que a energia do processo pode ser inteiramente recuperada e
reaproveitada. O processo sem integração tem uma demanda energética de 7.373,82 kW/dia
sendo que após a implementação do método, este valor é reduzido para apenas 349,09kW/dia,
acarretando uma redução de consumo de 95,27%. Em valores monetários, os gastos da empresa
cairiam de R$ 226.854,54 para R$ 10.739,68 mensais - considerando uma eficiência de 30% da
conversão energia elétrica em térmica. Conclui-se portanto, que a integração energética foi
economicamente viável, uma vez que a economia gerada mostrou-se bastante significativa.
38
REFERÊNCIAS
ARAUJO, Everaldo Cesar da Costa. Trocadores de calor. 1, ed. São Carlos: Universidade
Federal de São Carlos, 2011. 108 p.
ATKIS, Peter et al. Princípios de Química – Questionando a vida moderna e o meio
ambiente. 5a ed. Bookman, 2011.
CEZAR, Julio. Calorimetria:: Estudo das trocas e transmissão do calor. Disponível em:
<http://www.suporteeducacional.com.br/aprovar/ano06/_arquivos/apostila/Aprovar_ano06_li
vro07_015.pdf>. Acesso em: 07 nov. 2014.
ELLIOTT, J. Richard et al. Introductory Chemical Engineering Thermodynamics. 2a ed.
Prentice-Hall, 1999.
NETO, João Nery S. Metodologia para aplicação de integração energética numa planta
industrial. Salvador, Bahia. 2005. Disponível em:
< http://www.teclim.ufba.br/site/material_online/dissertacoes/dis_joao_nery.pdf>. Acesso
em: 27 de junho de 2014.
PERLINGEIRO, Carlos Augusto G. Engenharia de Processos: Análise, Simulação,
Otimização e Síntese de Processos Químicos. São Paulo: Edgard Blücher Ltda, 2005. 198 p.
RELVAS, Susana et al. Integração de Processos: Uma metodologia de optimização
energética e ambiental. Setubal, Portugal: Polarpress, Lda., 2002.
SEIDER, Warren D. et al. Product and Process Design Principles: Synthesis, Analysis and
Evaluation. 3. ed. Estados Unidos: John Wiley& Sons, Inc, 2009. 728 p.
SMITH, Otto J. M et al. Introdução à Termodinâmica da Engenharia Química. 7a Ed.,
LTC, Rio de Janeiro, 2007.
TURTON, Richard et al. Analysis, Synthesis, and Design of Chemical Processes. 3. ed.
Boston: Pearson Education, Inc., 2010. 1068 p.
39
APÊNDICE A - MEMORIAL DE CÁLCULOS
1. Balanço de massa
Como 37% da massa de produto final é formol, obtém-se os seguintes valores para a
corrente do produto:
𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜𝐹𝑂𝑅𝑀𝑂𝐿 = 375.000 ∗ 0,37 = 138.750 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
ou
𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜𝐹𝑂𝑅𝑀𝑂𝐿 =
𝑘𝑔
𝑑𝑖𝑎 = 4.625𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
30𝑘𝑔
𝑑𝑖𝑎
𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
138.750
𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜Á𝐺𝑈𝐴+𝐼𝑀𝑃𝑈𝑅𝐸𝑍𝐴𝑆 = 375.000 − 138.750 = 236.250 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
As frações mássicas das correntes foram calculadas da seguinte maneira:
𝑥𝑖 (%) =
𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚á𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎𝑖
∗ 100
𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
A vazão molar foi calculada da seguinte maneira:
𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟𝑖 =
𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚á𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎𝑖
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟𝑖
Analogamente às frações mássicas, as frações molares foram calculadas dividindo-se as
vazões molares individuais pelas vazões mássicas totais.
Pelo balanço material das reações, obteve-se as seguintes massas, considerando os
respectivos rendimentos e massas molares:
Tabela 19 - Balanço de massa da reação principal.
Componente
kg/dia
kgmol/dia
𝐶𝐻𝑂𝐻
138.750
4.625
𝐻2 𝑂
83.250
40
Para a reação secundária I, obteve-se:
Tabela 20 - Balanço de massa da reação secundária I.
Componente
kg/dia
kgmol/dia
(𝐶𝐻3 )2 𝑂
1.251
27
𝐻2 𝑂
490
Por outro lado, na reação secundária II, obteve-se:
Tabela 21 - Balanço de massa da reação secundária II.
Componente
kg/dia
kgmol/dia
𝐶𝑂
6.527
233
𝐻2 𝑂
8.392
Em relação à vazão de metanol na alimentação, partiu-se da premissa que de apenas
92,65% deste formará o produto de interesse. Deste modo, foi possível estimar a vazão de
4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 ⁄𝑑𝑖𝑎 de metanol na alimentação considerando hipoteticamente um rendimento de
100%. A partir disso, calculou-se a vazão mássica:
4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 30𝑘𝑔
159.741𝑘𝑔
∗
=
𝑑𝑖𝑎
𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
𝑑𝑖𝑎
Cabe ressaltar que foi considerado 100% de pureza para o metanol.
O metanol residual foi calculado multiplicando-se a vazão molar do metanol da
alimentação (com 100% de pureza) por seu rendimento molar:
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑑𝑢𝑎𝑙 =
4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
79𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
∗ 0,00159 =
𝑑𝑖𝑎
𝑑𝑖𝑎
ou
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑑𝑢𝑎𝑙 =
79𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙
𝑑𝑖𝑎
32𝑘𝑔
∗ 𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 = 2.540𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
Pelo dado de projeto que diz que a relação metanol/mistura é de 8%, é possível calcular
a vazão do ar atmosférico na alimentação:
41
159.741𝑘𝑔
∗ 92%⁄
1.837.021𝑘𝑔
𝑑𝑖𝑎
=
𝑑𝑒 𝑎𝑟 𝑎𝑡𝑚𝑜𝑠𝑓é𝑟𝑖𝑐𝑜
8%
𝑑𝑖𝑎
Conhecendo a composição deste ar, e considerando-o como sendo constituído apenas
apensas 𝑁2 e 𝑂2 , obtém-se:
1.837.021𝑘𝑔
𝑘𝑔
∗ 0,79 = 1.451.247
𝑑𝑒 𝑁2
𝑑𝑖𝑎
𝑑𝑖𝑎
e
1.837.021𝑘𝑔
𝑘𝑔
∗ 0,21 = 385.774
𝑑𝑒 𝑂2
𝑑𝑖𝑎
𝑑𝑖𝑎
Finalmente, determina-se as vazões mássicas das correntes do processo. Com os valores
obtidos, calcula-se a massa total de água produzida pelas reações:
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑧𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑒𝑙𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠 =
(83.250 + 490 + 8.392)𝑘𝑔
𝑑𝑖𝑎
Portanto, o cálculo de água pura que sai na corrente dos produtos, é realizado pela
diferença da vazão da fração que corresponde a soma de água pura mais às impurezas, pelas
vazões produzidas e já conhecidas dos produtos secundários formados:
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜
= 𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜Á𝐺𝑈𝐴+𝐼𝑀𝑃𝑈𝑅𝐸𝑍𝐴𝑆 − 𝑖𝑚𝑝𝑢𝑟𝑒𝑧𝑎𝑠 (𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜𝑠 𝑑𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑á𝑟𝑖𝑎𝑠)
ou seja,
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜 = (236.250 − 1.251 − 6.527 − 2.540)𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
= 225.931𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
Deste modo, a quantidade de água a ser adicionada na coluna de absorção é dada por:
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑎𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑛𝑎 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑛𝑎
= 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜
− 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑧𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑒𝑙𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠
42
∴ 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑎𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑛𝑎 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑛𝑎 = 133.799𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
A corrente de inertes que sai no topo da coluna é constituída pelos gases que não
participaram da reação. No caso, todo 𝑁2 que entrou na composição da corrente de alimentação,
sai no topo da coluna, já que este é um inerte. Já parte do O2 da alimentação participa das
reações com o metanol, saindo no topo da coluna apenas o residual de 304.315 kg/dia.
1.1. Balanço de massa na coluna de absorção
Para o cálculo do balanço de massa na coluna, partiu-se do conhecimento que a coluna
de absorção é formada por três seções, como observado na Figura 15. Cada seção é constituída
por três pratos perfurados, espaçados a 50 cm. Entre as seções, há a presença de estruturas
cônicas, denominadas industrialmente de “chapéus chineses”, cuja função é permitir a coleta
de solução obtida após a absorção do gás (formol) em água. Sua altura é de 15 metros, possuindo
um diâmetro de 1,8 metros. A estrutura verificada na extremidade superior da coluna, com
altura de 2 metros tem a finalidade de dificultar, ao máximo, a saída de gases pelo topo (offgases).
Figura 14 - Coluna de Absorção da Empresa.
Fonte: Próprio autor.
Pela figura a seguir, pode-se fazer um balanço material na coluna de absorção por
seções:
43
Figura 15 - Esquematização da Coluna de Absorção, dividida em seções.
Fonte: Próprio autor.
Balanço material no fundo da coluna:
F1  Fx1  Fy1  F2
F1  Fy1  F2  Fx1
Como
Balanço material na primeira seção:
Fy1  Fx 2  Fx1  Fy 2  F4
(14);
Balanço material na segunda seção:
Fy2  Fx3  Fy3  Fx2  F3
Balanço material no terceiro estágio:
Fy3  F5  F3  F4  F6  Fx3
(15);
44
Sendo F6  Fy3 , então
F5  F3  F4  Fx3
(16)
De acordo com o balanço de massa realizado no processo, obteve-se os seguintes valores
de vazões mássicas:
𝑘𝑔
;
𝑑𝑖𝑎
𝑘𝑔
𝐹2 = 𝐹𝑥1 = 375.000
;
𝑑𝑖𝑎
𝐹1 = 𝐹𝑦1 = 1.996.762
𝑘𝑔
𝐹5 = 133.799 𝑑𝑖𝑎;
𝑘𝑔
𝐹6 = 𝐹𝑦3 = 1.755.561 𝑑𝑖𝑎.
Para se resolver o balanço material na coluna de absorção, ou seja, determinar os
refluxos interno e externo da mesma, adotou-se a seguinte hipótese fornecida ela Synteko:
𝐹𝑋3 = 5 ∙ 𝐹5 → 𝐹𝑋3 = 668.995
𝑘𝑔
.
𝑑𝑖𝑎
Substituindo os valores acima nas equações 14, 15 e 16, obtém-se o seguinte sistema de
equações:
1.996.762 + 𝐹𝑋2 = 375.000 + 𝐹𝑦2 + 𝐹4
𝐹𝑦2 + 668.995 = 1.755.561 + 𝐹𝑋2 + 𝐹3
133.799 + 𝐹3 + 𝐹4 = 668.995
Pelo sistema de equações acima, observa-se que há cinco incógnitas e três equações.
Logo, para resolvê-lo, faz-se necessário fazer a seguinte verificação: como ΔT para a vazão
mássica
𝐹4
é
maior
que
ΔT
para
a
vazão
mássica
35°𝐶 > 15°𝐶, então 𝐹4 < 𝐹3 para que haja a mesma troca térmica.
Observa-se a seguinte situação:
∆𝑇𝐹4 = 35°C e ∆𝑇𝐹5 = 15°C, implicando na seguinte razão:
∆𝑇𝐹4
= 2,333
∆𝑇𝐹3
𝐹3 ,
ou
seja,
45
Então,
𝐹3 = 2,333 ∙ 𝐹4
(17).
Substituindo a equação (17) em (16), obteve-se a vazão externa de refluxo, dada por:
133.799 + 2,333 ∙ 𝐹4 + 𝐹4 = 668.995 => 3,333 ∙ 𝐹4 = 535.196
Portanto, 𝐹4 = 160.574,85 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎.
Finalmente, obteve-se a vazão interna de refluxo, caracterizada por:
𝐹3 = 2,333 ∙ 160.575 → 𝐹3 = 374.621 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
Trabalhando com as Equações (14) e (15):
1.996.762 + 𝐹𝑥2 = 375.000 + 𝐹𝑦2 + 160.574,85 → 𝐹𝑦2 − 𝐹𝑥2 = 1.461.187,15
𝐹𝑥2 + 668.995 = 1.755.561 + 𝐹𝑦2 + 374.621,14 → 𝐹𝑦2 − 𝐹𝑥2 = 1.461.187,14
Sendo
𝐹𝑦1 = 1.996.762 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎
e
𝐹𝑦3 = 1.996.762 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎,
supõem-se que:
𝐹𝑦2 =
𝐹𝑦1 + 𝐹𝑦3
kg
=> 1.876.161,5
2
dia
Portanto, 𝐹𝑥2 = 414.974,36 𝐾𝑔/𝑑𝑖𝑎
então
46
Figura 16 - Esquematização da Coluna de Absorção, dividida em seções
Fonte: Próprio autor.
2. Balanço energético
Após calculados os 𝐶𝑃 das correntes e das misturas, calculou-se a quantidade de energia
disponível em cada corrente a partir da Equação 6. A quantidade de calor presente na corrente
3, por exemplo, foi calculada da seguinte maneira:
1.837.021 𝑘𝑔⁄
𝑑𝑖𝑎 ∙ 29,32 𝑘𝐽 ∙ (180 − 25)℃ ∙ 𝐾 → 𝑄 (3) = 287.880.202 𝑘𝐽
𝑄 (3) =
29 𝑘𝑔⁄
𝑘𝑚𝑜𝑙 ∙ 𝐾
℃
𝑑𝑖𝑎
𝑘𝑚𝑜𝑙
A conversão de Joule para Watts foi feita sabendo que:
1 𝐽𝑜𝑢𝑙𝑒 [𝐽]
1 𝑊𝑎𝑡𝑡 [𝑊] =
⁄1 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜 [𝑠]
Deste modo,
1 𝐽⁄
−5
1 𝑑𝑖𝑎⁄
1 ℎ𝑜𝑟𝑎⁄
1 𝑚𝑖𝑛⁄
60 𝑚𝑖𝑛 ∙
1 𝑑𝑖𝑎 ∙
24 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 ∙
60 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜𝑠 = 1,157 ∙ 10 𝑊
47
3. Integração energética
3.1.Transferência de calor na rede de trocadores
A corrente 11 fornece toda sua energia disponível para aquecer a corrente 3, segundo a
equação abaixo:
𝑄 (11 ↔ 3) = 7,36 ∙ (50 − 35) → 𝑄 (11 ↔ 3) = 110,33 𝑘𝑊
A temperatura de saída da corrente 3 do trocador também é calculada:
110,33 = 21,50 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3 − 25) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3 = 30,13 𝑜𝐶
De forma análoga, calcula-se a quantidade de energia trocada entre a corrente 13 e 4, e
a temperatura de saída da corrente 4.
𝑄 (13 ↔ 4) = 3,15 ∙ (70 − 35) → 𝑄 (13 ↔ 4) = 110,35 𝑘𝑊
110,35 = 3,42 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,4 − 25) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,4 = 57,30 𝑜𝐶
A quantidade de calor disponível da corrente 7 é calculada:
𝑄 (7) = 26,33 ∙ (280 − 155) → 𝑄 (7) = 3.291,68 𝑘𝑊
Pela configuração da rede escolhida, a corrente 7 troca calor com a corrente 4, para
aquecê-la até 180oC. O calor envolvido nessa troca é então contabilizado:
𝑄 (7 ↔ 4) = 3,42 ∙ (180 − 57,30) → 𝑄 (7 ↔ 4) = 419,16 𝑘𝑊
A temperatura de saída da corrente 7 do trocador é:
′
′
−419,16 = 26,33 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,9
− 280) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,9
= 264,08 𝑜𝐶
A quantidade de calor remanescente, após a troca com a corrente 4, é trocado com a
corrente 3, para que esta última também atinja 180oC. O calor a ser trocado entre 7 e 3 é:
𝑄 (7 ↔ 3) = 3.291,68 − 419,16 → 𝑄 (7 ↔ 3) = 2.872,52 𝑘𝑊
48
A temperatura de saída da corrente 3 do trocador é:
′
′
2.872,52 = 21,50 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3
− 30,13) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3
= 163,76 𝑜𝐶
Como toda energia disponível para troca no sistema já foi consumida, será necessário a
utilização de utilidade quente externa, visando aquecer a corrente 3 de 163,76 oC até 180oC. A
quantidade de calor externo é então calculada:
𝑄 (𝑈𝑡𝑖𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 ↔ 3) = 21,50 ∙ (180 − 163,76)
𝑄 (𝑈𝑡𝑖𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 ↔ 3) = 349,09 𝑘𝑊
Os cálculos das outras configurações possíveis de rede de troca térmica, foram feitos de
maneira análoga.
3.2. Comparação das possíveis redes de trocadores
As Tabelas 21, 22 e 23, abaixo, resumem os cálculos realizado de acordo com as
Equação 14. Cabe ressaltar eu todos os trocadores foram considerados como sendo em
contracorrente. Além disso, o coeficiente global de transferência de calor (U) foi considerado
constante, pois considera os coeficientes de transferência de calor para trocadores de calor e
fluidos semelhantes. Obteve-se portanto, uma relação m2/U menor na opção 1.
Tabela 22 - Dados do cálculo da área da opção 1.
Trocador
4/13
4/7
3/11
3/7
OPÇÃO 1
TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)
70,00
280,00
50,00
264,08
35,00
264,08
35,00
155,00
25,00
57,30
25,00
30,13
57,30
180,00
30,13
163,76
11,30
146,98
14,37
112,15
110,35
419,16
110,33
2872,52
A total
9,77
2,85
7,68
25,61
45,9111 m2/U
Tabela 23 - Dados do cálculo da área da opção 2.
OPÇÃO 2
Trocador TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)
3/11
3/7
4/13
4/7
50,00
280,00
70,00
157,66
35,00
157,66
35,00
155,00
25,00
30,13
25,00
57,30
30,13
180,00
57,30
77,81
14,37
113,21
11,30
88,47
110,33
3221,61
110,35
70,07
A total
7,68
28,46
9,77
0,79
46,6953 m2/U
49
Tabela 24 - Dados do cálculo da área da opção 3.
OPÇÃO 3
Trocador TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)
3/11
3/7
4/13
4/7
50,00
280,00
70,00
280,00
35,00
155,00
35,00
155,00
25,00
30,13
25,00
57,30
30,13
180,00
57,30
77,81
14,37
111,97
11,30
143,66
110,33
3221,61
110,35
70,07
A total
7,68
28,77
9,77
0,49
46,7044 m2/U
50
APÊNDICE B – FIGURAS
1. Outras opções de rede de trocadores de calor
Figura 17 - Opção 2 de rede de trocadores de calor.
Fonte: Próprio autor.
Figura 18 - Opção 3 de rede de trocadores de calor.
Fonte: Próprio autor.
51
2. Configuração da planta após integração energética
Figura 19 - Configuração da planta após integração energética.
Fonte: Próprio autor.