XXVI ENEGEP - Fortaleza, CE, Brasil, 9 a 11 de Outubro de 2006
Um novo modelo de controle para uma unidade de fracionamento do
ar da CST
André Luiz Bonelar dos Santos (CST-FAESA) andré[email protected]
Luciano Lessa Lorenzoni (FAESA) [email protected]
Resumo
A abordagem proposta para condução deste artigo tem por objetivo a implementação de um
novo modelo de controle, que flexibilize o processo produtivo da unidade 03 de
fracionamento do ar sem alterar o equilíbrio hidrodinâmico e termodinâmico do processo,
tornando-o auto-suficiente em nitrogênio liquido. A eliminação da injeção de nitrogênio
liquido utilizada para manutenção do processo produtivo, produzirá um competitivo ganho
em termos de qualidade do processo além dos benefícios econômicos, que são conseqüências
da redução de custos operacionais. Além disso ampliam-se os conhecimentos tecnológicos de
um setor pouco difundido e de grande relevância para o Brasil.
Palavras-chave: destilação fracionada, consumo energético, termodinâmica, capacidade de
liquefação, otimização.
1. Introdução
A destilação fracionada do ar é um dos processos de separação mais empregado nas indústrias
siderúrgica, química e petroquímica. Apesar da sua larga utilização, o processo ainda
apresenta um alto custo operacional devido ao consumo energético necessário para operação
de uma unidade. O setor de utilidades da Companhia Siderúrgica de Tubarão (CST) tem
instalado em seu parque industrial quatro unidades de destilação fracionada do ar, que são
responsáveis pela produção de oxigênio, nitrogênio e argônio utilizados ao longo da cadeia
produtiva do processo siderúrgico.
Durante o processo de destilação fracionada do ar na unidade 03, uma fração da corrente de
nitrogênio líquido sub-resfriado que alimenta o topo da coluna superior (Refluxo) deveria ser
extraído e direcionado para um tanque de estocagem. Como esta atividade ocasiona um
desequilíbrio termodinâmico na coluna superior, a extração de nitrogênio não é realizada.
Este fato torna o processo de destilação da unidade 03 dependente de injeção de nitrogênio
líquido do sistema de estocagem.
A abordagem proposta para condução deste projeto tem por objetivo a implementação de um
novo modelo de controle, que contemple a extração do nitrogênio líquido para a autosuficiência da unidade 03 de fracionamento, mantendo o equilíbrio termodinâmico do
processo.
O presente trabalho justifica-se porque a eliminação da injeção de nitrogênio líquido utilizada
para manutenção do processo produtivo, produzirá um competitivo ganho em termos de
qualidade do processo além dos benefícios econômicos, que são conseqüências da redução de
custos operacionais. Além disso ampliam-se os conhecimentos tecnológicos de um setor
pouco difundido e de grande relevância para o Brasil.
Este trabalho é apresentado em 3 capítulos dispostos da seguinte forma. Este primeiro
capítulo introduz o assunto e apresenta a organização do texto. O capitulo 2 descreve os
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conceitos fundamentais e as abordagens consideradas mais relevantes sobre destilação
fracionada; nele também serão apresentados e analisados os resultados experimentais
alcançadas. As conclusões obtidas no decorrer do trabalho, bem como algumas sugestões de
estudos a serem realizados futuramente serão apresentadas no Capítulo 3.
2. Flexibilização operacional
No processo de destilação fracionada do ar a redução da temperatura do fluido do processo é
obtida por transferência de calor do fluido quente que entra no processo para o fluido frio que
sai, seguido por uma expansão. Esta expansão pode ocorrer em uma válvula expansora onde
ocorre apenas uma redução de temperatura ou em uma máquina de expansão na qual a
entalpia e a temperatura decrescem. Entretanto durante o processo de compressão à
temperatura ambiente, a entalpia e a entropia do fluido de processo decrescem. Já na
temperatura criogênica quando o calor é absorvido a entalpia e a entropia cresce.
Como um sistema de destilação experimenta fluxos desbalanceados, tanto mássicos como
energético, nos trocadores de calor. Estes desbalanceamentos são continuamente recompostos
pela alimentação de gás a ser liquefeito. Quanto maior o desbalanceamento energético, maior
será o acumulo de líquido no processo que poderá ser extraído.
Na implementação de um modelo otimizado de operação para unidade 03 de destilação
fracionada do ar teremos primeiramente que identificar por meio do trabalho realizado pela
turbina de expansão, qual a região ótima de operação. Identificada à região ótima de operação
o próximo passo é quantificar o desbalanceamento energético, que chamaremos de capacidade
de liquefação (CLQ), obtidos nesta região.
Por fim, aplicaremos os parâmetros obtidos via equação de CLQ em um simulador da planta
sob diversas condições de ajustes, determinando em quais condições a capacidade de
liquefação é maximizada. Validado o modelo, os parâmetros determinados via simulação,
serão aplicados e comparados com os dados reais de operação.
2.1 Modelo estacionário
Com o intuito de definir o valor de nitrogênio liquido possível de ser extraído da corrente de
refluxo da coluna superior, foi desenvolvido um modelo de simulação considerando o
processo em estado estacionário. Este modelo prevê com boa precisão quando comparado
com dados reais e os seguintes aspectos devem ser verificados para sua elaboração: análise da
eficiência da turbina de expansão, cálculo do CLQ da unidade e simulação do processo.
O simulador utilizado neste trabalho é o HYSYSTM, da Hyportech, na sua versão 3.2. Este
programa de simulação é utilizado tanto para a atividade de análise quanto para a de projeto,
sendo que para simulação da coluna de destilação, o método utilizado é do tipo “inside-out”.
Este algoritmo é largamente utilizado devido a sua robustez e aplicação para vários tipos de
fracionamento. Foi desenvolvido por Boston e Sullivan (1974) apud Kister (1992) e consiste
em utilizar equações simples para o cálculo da constante de equilíbrio e da entalpia, para
resolver as equações de balanço de massa, de energia e de equilíbrio na interação interna, e
após atualizar o cálculo da constante de equilíbrio e da entalpia em uma interação externa.
2.1.1 Construção da curva de eficiência
A construção da curva de eficiência da turbina constitui em uma importante ferramenta para
análise do ponto ótimo de refrigeração que poderá ser alcançado por meio do trabalho
realizado pela turbina, ou seja, o ponto onde se obtém a máxima refrigeração para o sistema e
conseqüentemente maior produção de destilados.
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Para construção da curva foram realizados testes operacionais na turbina de expansão,
submetendo-a a operação em diversos patamares de abertura na válvula de alimentação (HIC218), com o objetivo de delimitar o batente mínimo e máximo de abertura da válvula que dará
origem a região de operação mais eficiente. Durante os testes foram coletados os dados de
temperatura de entrada (Te), temperatura de saída (Ts), pressão de entrada (Pe), pressão de
saída (Ps) e vazão de ar (m). O resultado da coleta de dados encontra-se na Tabela 1.
Variável
Unidade
%
69 ~ 71
70 ~ 72
HIC-218
%
Pe
Faixa De Abertura
71 ~ 73 72 ~ 74 73 ~ 75
74 ~75
69,68
70,53
71,51
72,39
73,18
75,03
2
10,22
10,27
10,25
10,23
10,21
10,17
2
Kgf/cm
Ps
Kgf/cm
5,2
5,2
5,2
5,2
5,2
5,2
Te
C
-149,24
-148,85
-149,18
-149,18
-149,20
-149,48
Ts
C
-168,1
-168
-168
-168
-168
-167,9
m
3
109822
110248
110614
110760
110765
112298
Nm /h
Tabela 1 – Coleta de dados da turbina
Concluída a coleta dos dados, foi utilizado o simulador HYSYS para se especificar a
eficiência e o trabalho realizado pela turbina em cada condição de abertura. Porém vale
ressaltar que, na análise dos dados coletados conclui-se que a pressão de saída da turbina não
representa uma variável de distúrbio para os resultados do equipamento devido não sofrer
influência da variação do HIC-218. A Figura 1 representa o fluxograma simplificado do
processo da turbina.
Figura 1 – Fluxograma simplificado do processo da turbina
Após a simulação, em virtude das variações na eficiência e no trabalho realizado pela turbina,
foi possível evidenciar a sensibilidade do processo em relação a variável HIC-218. Nesta
mesma etapa os valores da eficiência e do trabalho encontrados após simulação foram
comparados com a extração de produtos Tabela 2, garantindo assim uma análise mais eficaz
da região de operação do processo.
Variável
W
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Unidade
%
69 ~ 71
70 ~ 72
%
89,36
89,84
88,35
88,76
88,53
87,34
BTU/h
-186,8
-189,8
-185,5
-185,9
-184,7
-180,8
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Faixa de Abertura
71 ~ 73 72 ~ 74 73 ~ 75
74 ~75
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LO2 Eq.
Ton/dia
99,79
100,31
99,48
98,93
97,81
96,79
Tabela 2 – Resultados da simulação da turbina
Como o conhecimento da região de operação permite restringir os valores de abertura da
variável manipulada HIC-218, conseqüentemente teremos uma operação do sistema de
controle mais adequado ao ambiente industrial. Utilizando os dados da Tabela 2 e o software
MATLAB foi construída a curva de eficiência da turbina (Figura 2), que representa uma
maneira eficiente, para se observar o comportamento do processo e determinar a região de
operação.
Figura 2 – Curva de eficiência da turbina
Observando a Figura 2 percebe-se que, para uma mesma vazão de ar, a variação de abertura
na válvula de alimentação da turbina provoca perda de eficiência e conseqüentemente de
refrigeração para o processo. Além disso, o par “abertura x eficiência”, apresenta para o
índice de eficiência máximo uma região de operação bastante estreita delimitada entre 69,8%
e 70.95%. Entretanto devido às restrições de operação da turbina em intervalos de variação
inferior a 2% na válvula de alimentação, optou-se por uma região de operação compreendida
entre 69% e 71%, devido à perda de eficiência apresentadas no gráfico residual da Figura 2
ser menor para faixa de abertura de 69% a 70% do que de 71% a 72%.
2.1.2 Cálculo do CLQ da unidade 03
A análise da capacidade de liquefação de uma unidade (CLQ) tem por finalidade determinar a
quantidade de produtos destilados que poderão ser extraídos do processo. Esta análise baseiase em quantificar o volume de frio que pode ser retirado do volume de controle por meio da
extração dos produtos destilados, obedecendo ao limite de refrigeração máxima obtida pela
turbina expansão, para que não haja um desequilíbrio térmico.
A equação que determina o CLQ de uma unidade de destilação é obtida a partir do cálculo do
desbalanceamento energético dos produtos destilados, ou seja, do cálculo da variação de
entalpia existente em cada produto ao entrar e ao deixar o volume de controle. Para tanto, as
especificações necessárias para o cálculo da entalpia dos produtos são apresentadas na Tabela
3.
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Produto
Pressão
Kg/cm²
Temperatura
C
Ar
10,55
15
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Oxigênio Liq.
0,58
-178,43
Nitrogênio Liq.
5,05
-190,41
Argônio Liq.
0,34
-183,04
Tabela 3 – Especificações dos produtos
Em virtude dos produtos destilados entrarem no processo por meio de uma corrente de ar, os
parâmetros de pressão e temperatura utilizados para cálculo da entalpia de entrada He será os
mesmos do ar. Na Tabela 4 a variação de entalpia é calculada, considerando os parâmetros de
pressão e temperatura apresentados na Tabela 3.
Produto
Unidade
Entalpia de
Entrada (He)
Entalpia de
Saída (Hs)
AH
Oxigênio Liq.
BTU/lbmol
7344,97
2043,77
5301,2
Nitrogênio Liq.
BTU/lbmol
5388,07
486,31
4901,76
Argônio Liq.
BTU/lbmol
5841,7
1330,76
4510,97
Tabela 4 – Variação de entalpia dos produtos
Com a variação de entalpia dos produtos definida, para determinar a equação do CLQ, uns
dos produtos destilados deverá ser escolhido como o produto base para as transformações
energéticas. Para este estudo o oxigênio foi escolhido como produto base, com isso os
resultados obtidos com a equação do CLQ estarão convertidos para oxigênio.
Conseqüentemente a capacidade de liquefação da unidade 03 obtida após estudo é
determinada na equação (1).
CLQ = PLOX + PLIN 12,67 + PLAR 11,66
13,7
13,7
(1)
Como o CLQ é delimitado pela refrigeração máxima obtida pela turbina expansão, a equação
(1) pode ser reescrita conforme equação (2).
REFTUB = PLOX + PLIN 12,67 + PLAR 11,66
13,7
13,7
(2)
Assim, em virtude das variações de energia necessária para liquefazer cada elemento, pode-se
concluir que a energia gasta para liquefazer 1 ton de oxigênio é suficiente para liquefazer 1,08
ton de nitrogênio e 1,7 ton de argônio. O conhecimento da equação do CLQ nos permitirá
avaliar previamente o impacto na produção de cada alteração no processo.
2.1.3 Simulação do processo
A simulação do processo de destilação do ar tem como objetivo a análise do comportamento
operacional da coluna superior após a implementação da retirada de nitrogênio líquido da
corrente de refluxo. Esta análise baseia-se nos resultados experimentais encontrados nos
estudos do comportamento hidrodinâmico da coluna de destilação, onde o ponto de
refrigeração máxima obtida com a turbina de expansão e o cálculo do CLQ do processo foram
determinados.
Inicialmente de acordo com a sistemática do HYSYS, foi implementada a construção de um
modelo de modo a descrever de forma detalhada e objetiva o funcionamento do processo da
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coluna superior. Da base de dados do HYSYS foram introduzidos todos os componentes
químicos envolvidos no processo. Após esta etapa foi selecionado como modelo de
coeficientes de atividade o NTRL, que utiliza a mecânica estatística e a teoria da célula
líquida para representar a estrutura da fase líquida. Este modelo é apresentado na Figura 3.
Figura 3 – Modelo de simulação da coluna superior
2.1.3 Extração de nitrogênio liquido para auto-suficiência
Conforme FOUST et al.(1982), a implementação da extração de nitrogênio líquido do topo
(D) da coluna superior para auto-suficiência da unidade 03, implicará em uma redução da
produção do produto de fundo (B) que neste caso será o oxigênio líquido. Para avaliar este
impacto primeiramente utilizamos a equação da Capacidade de Liquefação (CLQ); atribuindo
para variável produção de nitrogênio líquido PLIN o valor injetado via estoque de emergência
que é de 0.46 ton/h.
Com isso, admitindo que a turbina de expansão opere na região de maior eficiência, a equação
do CLQ apresenta como resultado uma produção de fundo de 3,74 ton/h. Isso representa uma
redução da produção de oxigênio líquido em 0,42 ton/h. O resultado obtido com a equação do
CLQ nos permite concluir que a extração de nitrogênio liquido é viável visto que o impacto
na produção de oxigênio liquido é inferior ao volume extraído. Porém não revela como será o
desempenho do processo de destilação ao se aplicar a extração.
Neste sentido, a simulação constitui em uma importante ferramenta para avaliar a estabilidade
e a capacidade em atingir a auto-suficiência. Para isso foi acrescentada no modelo de
simulação da coluna superior, a produção de nitrogênio liquido extraído da corrente de
Refluxo (LIN – TM2000) conforme Figura 4.
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Figura 4 – Modelo de simulação da coluna superior com extração de LIN
O caudal de nitrogênio liquido extraído da corrente de refluxo aplicado ao modelo foi
estipulado em conformidade com a metodologia adotada no cálculo do CLQ, onde o valor
extraído iguala-se ao injetado via estoque de emergência (368 Nm³/h ou 0,46 ton/h). Como os
dados obtidos através da simulação foram positivos, as alterações foram implementadas ao
ambiente operacional da unidade 03 de destilação da CST. A análise da influência da extração
sobre as características hidrodinâmicas da coluna, pode ser observada através da Figura 5.
Figura 5 – Extração de nitrogênio liquido
O valor real da vazão média de nitrogênio liquido extraído alcançado após as alterações
realizadas foi de 333.33 Nm³/h (0,42 ton/h). Impactando uma redução de 269,69 Nm³/h (0,38
ton/h) na vazão média de oxigênio liquido. Entretanto não houve alteração na vazão de
refluxo e a coluna superior manteve-se estável não apresentando qualquer distúrbio que
comprometesse a operacionalização do sistema.
O comparativo dos resultados alcançados com a implantação da extração do nitrogênio
líquido da coluna superior são apresentados na Tabela 5. Observando os desvios de cada
análise, podemos concluir que o cálculo do CLQ e a simulação apresentaram valores
próximos do real, constituindo-se assim uma ferramenta adequada para análise do processo de
destilação.
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Produto
Unidade
CLQ
Simulação
Real
Oxigênio Liq.
Ton/h
3,73
3,70
3,78
Nitrogênio Liq.
Ton/h
0,46
0,46
0,42
Tabela 5 – Comparativo dos resultados
Um outro fator analisado foi a variação de concentração de Oxigênio na corrente de refluxo
adicionada no topo da coluna superior, que atingiu o valor máximo de 5,42% no ponto mais
crítico desta análise. O resultado obtido ficou 4,58% inferior ao projetado durante a
simulação. Esse é um dado muito significativo pois permite uma maior adição de Nitrogênio
líquido no topo da coluna sem que a composição final do Nitrogênio produto seja afetada de
forma considerável.
Por fim, torna-se importante analisar o escoamento de líquido sobre o prato, pois conforme
McCABE E SMITH(1987) e COULSON E RICHARDSON(1986) o mesmo deve
proporcionar uma profundidade suficiente para a cobertura adequada dos canais de gás para
todas as velocidades do gás. Esta análise dos regimes de escoamento se concentrou no ponto
crítico do teste, ou seja, no momento em que se atingiu a auto-suficiência da operação da
unidade 03, pois neste momento o caudal de refluxo na coluna superior atinge o valor
mínimo. A análise foi concluída sem ser identificados desvios de escoamento, o que conforme
estudos do MURPHREE, E. V. (1925), nos permite afirmar que a inversão não influencia na
eficiência da separação e na transferência de massa.
3. Conclusões
Este trabalho visou avaliar a implementação de um novo modelo de controle, que contemple a
extração do Nitrogênio líquido para a auto-suficiência da unidade 03 de fracionamento de ar
da CST, mantendo o equilíbrio termodinâmico do processo. Para tanto utilizou-se o conceito
de balanço de massa desenvolvido por FOUST (1982), para análise de uma coluna de
destilação, tendo o HYSYSTM como simulador de processo e o MATLABTM como ambiente
para analise gráfica. Por meio da análise dos resultados experimentais obtidos, chegaram-se as
seguintes conclusões:
− a avaliação do comportamento do processo mostrou que o mesmo é fortemente não linear,
com variações de ganhos estáticos, como no caso do par D x B;
− as restrições do modelo operacional da turbina de expansão não estavam conduzindo o
equipamento para região de maior eficiência para o processo;
− a extração de Nitrogênio liquido da corrente de refluxo não ocasiona distúrbios
termodinâmicos ou hidrodinamico na coluna superior, o que possibilitou alcançarmos à
auto-suficiência da unidade 03 sem influenciar na eficiência de separação ou na
transferência de massa;
− o comportamento da coluna superior mediante a extração de nitrogênio liquido nos permite
avançar nas pesquisas, ou seja, as perspectivas futuras sugerem uma análise mais
aprofundada objetivando a inversão total da produção.
Portanto para o sistema estudado, a obtenção da auto-suficiência foi de grande valia, devido a
não utilização do Nitrogênio líquido do estoque de emergência, o que ocasionou uma redução
21,2% no custo operacional. Além disso, a auto-suficiência do processo produtivo da unidade
03 proporcionou uma maior disponibilidade de produtos para venda, tornando expressivos os
ganhos financeiros.
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Referências
FOUST, A. S. WENZEL, L. A. CLUMP,C.W. MAUS ANDERSEN, L.B. “Princípios das Operações
Unitárias”. 2ª Edição, Editora LTC, Rio de Janeiro, 1982.
McCABE, W. L. SMITH,J.C. “Operaciones de Ingeniería Química”. Vol. 2, Editora Reverta, S.A, Espanha,
1987.
COULSON, J. M. RICHARDSON, J. F. “Chemical Engineering- Particle Technology and Separation
Process”. Vol. 2, 4ª Edição, Editora Butterworth Heinemann,EUA, 1996.
MURPHREE, E. V. “Rectifying column calculations with particular reference to N component mixtures” Ind.
Engng. Chem, Vol. 17, 1925
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