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UNIVERSIDADE REGIONAL DE BLUMENAU
CENTRO DE CIÊNCIAS TECNOLÓGICAS
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA QUÍMICA
HELENA DEPINÉ
DESSALINIZAÇÃO TÉRMICA DA ÁGUA DO MAR COM RECUPERAÇÃO DOS
SAIS
BLUMENAU
2012
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HELENA DEPINÉ
DESSALINIZAÇÃO TÉRMICA DA ÁGUA DO MAR COM RECUPERAÇÃO DOS
SAIS
Trabalho apresentado para avaliação na
disciplina de Planejamento e Projetos da
Indústria II do curso de Engenharia
Química do Centro de Ciências
Tecnológicas da Universidade Regional
de Blumenau.
Professor: Atilano Antonio Vegini
Orientador: Laércio Ender
BLUMENAU
2012
3
4
AGRADECIMENTOS
Aos meus pais Luiz Carlos Depiné e Solange de Moura Einloft Depiné por
todo o apoio e amor dedicados durante todos esses anos.
Aos meus irmãos Dani e Tuti pela compreensão e ajuda prestados em um
momento tão importante de minha vida.
Às minhas queridas “irmãs de verão”, em especial a Kelly por todo o auxílio
prestado.
Aos professores do Departamento de Engenharia Química, em especial aos
professores Dr. Laércio Ender e Dr. Atilano Antonio Vegini pela paciência,
assistência e pelo suporte.
Aos meus amigos e colegas, que sempre me motivaram e estiveram
presentes em todos os momentos importantes.
A todos que contribuíram direta ou indiretamente para a conclusão deste
projeto.
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RESUMO
A cada dia que passa a água potável se torna um bem mais valioso e raro.
Alternativas para contornar essa triste realidade vem sendo discutidas e aprimoradas
ao longo dos anos. A dessalinização da água do mar é uma dessas alternativas e
por isso vai ser abordada neste projeto, que apresenta como diferencial o tratamento
doas sais presentes na salmoura residual. O projeto foi idealizado para uma unidade
com captação de 10000 m3/dia e se mostrou uma boa alternativa para os países que
sofrem com a escassez. Ele foi concluído com sucesso e dentro do prazo esperado.
Palavras-chave: água do mar, dessalinização térmica.
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LISTA DE FIGURAS
Figura 01 - Recursos Hídricos da Terra ...................................................................... 6
Figura 02 – Distribuição da Capacidade de Dessalinização no Mundo. ...................... 9
Figura 03 - Maiores Centrais de Dessalinização Térmica do Mundo ........................ 10
Figura 04 - Maiores Centrais de Dessalinização por Membrana do Mundo .............. 10
Figura 05 - Processo de Destilação Solar (SD) ......................................................... 12
Figura 06 - Processo de Destilação por Compressão de Vapor. ............................... 13
Figura 07 - Processo de Destilação Flash de Múltiplos Estágios (MSF) ................... 14
Figura 08 - Destilação de Múltiplos Efeitos (MED) .................................................... 15
Figura 09 - Processo de Osmose Reversa................................................................ 16
Figura 10 - Processo de Eletrodiálise ........................................................................ 17
Figura 11 – Diagrama de Blocos do Tratamento da Água......................................... 30
Figura 12 - Diagrama de blocos da produção de CaSO4 .......................................... 30
Figura 13 - Diagrama de blocos da produção de NaCl ............................................. 31
Figura 14 - Diagrama de blocos da produção de MgSO4 e MgCl2 ............................ 31
Figura 15 - Diagrama de Duhring ............................................................................ 163
Figura 16 - Coeficiente Global de Transferência de Calor....................................... 165
Figura 17 - Coeficiente Global de Transferência de Calor (cont) ............................ 166
Figura 18 - Curva de bomba .................................................................................... 176
Figura 19 - Ficha de segurança do Cloreto de Magnésio ........................................ 178
Figura 20 - Ficha de Segurança do NaCl ................................................................ 179
Figura 21 - Ficha de segurança do Iodeto de Potássio ........................................... 180
Figura 22 - Características Físico-químicas do Sulfato de Cálcio ........................... 181
Figura 24 - Ficha de segurança do Sulfato de Magnésio ........................................ 182
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LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Distribuição dos Recursos Hídricos Globais............................................... 7
Tabela 2 - Comparação entre as principais tecnologias de dessalinização .............. 23
Tabela 3 - Comparação entre os processos de destilação........................................ 24
Tabela 4 - Cronograma do projeto ............................................................................ 29
Tabela 5 - Resumo das principais características dos evaporadores. ...................... 95
Tabela 6 - Lista de equipamentos ........................................................................... 153
Tabela 7 - Lista de equipamentos (continuação) ..................................................... 154
Tabela 8 - Lista de equipamentos (continuação) ..................................................... 155
Tabela 9 - Lista de Instrumentação ......................................................................... 157
Tabela 10 - Tabela de conversão de °Be para g/L .................................................. 161
Tabela 11 – Diâmetros Nominais ............................................................................ 168
Tabela 12 – Diâmetros Nominais (continuação) ...................................................... 169
Tabela 13 – Diâmetros Nominais (continuação) ...................................................... 170
Tabela 14 - Tabela de velocidades econômicas ..................................................... 172
Tabela 15 - Tabela de Rugosidade Relativa ........................................................... 174
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LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
° Be – Grau Baume
ε/D – Rugosidade relativa (mm)
ΔP – Perda de carga distribuída (bar)
ΔT – Diferença de temperatura (oC)
ρ – Massa específica (kg/m³)
μ – Viscosidade (kg/m s)
A – Área (m²)
AR – Altura de recalque (m)
AS – Altura de sucção (m)
Cp – Capacidade calorífica (kJ/kgoC)
Cpf – Capacidade calorífica média da corrente fria (kJ/kg °C)
Cpq – Capacidade calorífica média da corrente quente (kJ/kg °C)
D – Diâmetro (m)
Epe – Elevação do ponto de ebulição (°C)
F – Fator de correção para o cálculo dos trocadores de calor
F – Vazão de entrada nos evaporadores (kg/h)
fa – Fator de atrito
h – Entalpia (kJ/kg)
H – Altura manométrica (m.c.a.)
HP – Potência (kW)
Hv – Pressão de vapor (m.c.a.)
H0 – Pressão manométrica local (m.c.a.)
K – Constante de perda de carga
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L – Comprimento (m)
L1 – Vazão de saída do 1º evaporador (kg/h)
L2 – Vazão de saída do 2º evaporador (kg/h)
L3 – Vazão de saída do 3º evaporador (kg/h)
m – Vazão mássica (kg/h)
mf – Vazão mássica da corrente fria (kg/h)
mq – Vazão mássica da corrente quente (kg/h)
NPSH – Net positive suction head (m)
P – Pressão (bar)
Q – Calor (kJ/h)
Q – Vazão volumétrica (kg/m³)
R – Constante universal dos gases (J/mol K)
Re – Reynolds
S – Alimentação de vapor saturado (kg/h)
T – Temperatura (°C)
Tq,e – Temperatura da corrente quente que entra (°C)
Tq,s – Temperatura da corrente quente que sai (°C)
Tf,e – Temperatura da corrente fria que entra (°C)
Tf,s – Temperatura da corrente fria que sai (°C)
U – Coeficiente global de transferência de calor (W/m².oC)
v – Velocidade (m/s)
V – Volume (m³)
V1 – Vazão volumétrica de vapor produzido no 1º efeito (kg/h)
V2 – Vazão volumétrica de vapor produzido no 2º efeito (kg/h)
V3 – Vazão volumétrica de vapor produzido no 3º efeito (kg/h)
10
x – Fração mássica
11
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 4
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................... 6
2.1 CENÁRIO CRÍTICO DA DISPONIBILIDADE DE ÁGUA POTÁVEL ..................... 6
2.2 DESSALINIZAÇÃO DA ÁGUA DO MAR ............................................................... 8
2.3 TIPOS DE DESSALINIZAÇÃO ........................................................................... 10
2.3.1 Dessalinização Térmica .................................................................................... 11
2.3.1.1 Destilação Solar (SD) ................................................................................. 11
2.3.1.2 Compressão de Vapor (MVC) .................................................................... 12
2.3.1.3 Destilação Flash de Múltiplos Estágios (MSF) ........................................... 13
2.3.1.4 Destilação de Múltiplos Efeitos (MED) ....................................................... 14
2.3.2 Dessalinização através de membranas ............................................................ 15
2.3.2.1 Osmose Reversa ........................................................................................ 15
2.3.2.2 Eletrodiálise ................................................................................................ 16
2.4 IMPACTOS AMBIENTAIS PROVENIENTES DOS PROCESSOS DE
DESSALINIZAÇÃO ................................................................................................... 17
2.5 COMPARAÇÃO ENTRE AS TECNOLOGIAS DE DESSALINIZAÇÃO............... 19
2.5.1 Salinidade inicial e final da água ....................................................................... 19
2.5.2 Capacidade de Produção.................................................................................. 20
2.5.3 Temperatura e Pressão de Operação ............................................................... 20
2.5.4 Fontes de energia ............................................................................................. 21
2.5.5 Perspectivas de melhorias ................................................................................ 21
2.5.6 Resumo comparativo ........................................................................................ 23
2.6 ESCOLHA DO PROCESSO ADEQUADO .......................................................... 24
12
3 CONCLUSÃO ........................................................................................................ 26
4 O PROJETO......................................................................................................... 27
4.1 DESCRIÇÃO DO PROJETO .............................................................................. 27
4.2 CRONOGRAMA DE EXECUÇÃO....................................................................... 28
4.3 CAPACIDADE DE PRODUÇÃO ......................................................................... 29
4.4 DIAGRAMA DE BLOCOS ................................................................................... 30
4.5 FLUXOGRAMA DE PROCESSO ........................................................................ 32
4.6 BALANÇO DE MASSA E ENERGIA ................................................................... 32
4.7 TUBULAÇÃO E INSTRUMENTAÇÃO ................................................................ 32
4.8 LISTA DE EQUIPAMENTOS .............................................................................. 32
4.9 LISTA DE INSTRUMENTAÇÃO E UTILIDADES ................................................ 33
4.10 LAYOUT ............................................................................................................ 33
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ......................................................................... 34
MEMORIAL DE CÁLCULO ...................................................................................... 37
ANEXOS .................................................................................................................142
4
1 INTRODUÇÃO
A água é um recurso indispensável a qualquer ser vivo no planeta, seja este
animal ou vegetal. No corpo humano ela é responsável pelo transporte de vitaminas,
proteínas, carboidratos e sais minerais, regula a temperatura do corpo através do
suor, carrega as toxinas para fora do corpo através da urina, entre outros. Devido a
liberação de parte dessa água pelo organismo, é recomendado que durante o dia
seja ingerida uma quantidade razoável da mesma.
O grande problema é que esse não é um recurso disponível a todos. Apenas
2,5% da água do planeta é doce, sendo que destes 2,2% se encontram em lençóis
freáticos, geleiras, calotas polares, entre outros. Dessa forma, uma boa parte da
população mundial sofre com a falta de água.
Uma alternativa para este problema é o tratamento da água do mar, de modo
que esta se encontra em abundância em todas as regiões do planeta. Esse
tratamento, conhecido como dessalinização da água do mar, pode ser realizado de
duas formas: através do aumento de temperatura ou utilização de membranas.
Os cálculos e justificativas da escolha do processo utilizado serão
apresentados mais adiante.
O objetivo geral deste projeto é o planejamento de uma indústria de
dessalinização térmica da água do mar, com recuperação do sal. Os objetivos
específicos que auxiliarão neste estudo são:
Revisão da literatura;
Desenvolvimento do diagrama de blocos do processo e definição das etapas;
Descrição do fluxograma de processo;
Determinação das capacidades;
5
Revisão e descrição da metodologia necessária para a realização dos
balanço de massa e energia;
Realização dos balanços de massa e energia;
Desenvolvimento do diagrama de tubulações e layout.
6
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 CENÁRIO CRÍTICO DA DISPONIBILIDADE DE ÁGUA POTÁVEL
Estima-se que a água ocupa cerca de 75% da superfície terrestre. Porém,
97,5% desta apresenta salinidade superior a 3% em massa, impedindo sua
utilização para consumo humano e, inclusive, nos setores agrícola e industrial. Dos
2,5% restantes, 68,9% se apresenta na forma de gelo e neve em regiões
montanhosas e polares, 29,9% correspondem às águas subterrâneas, 0,9%
representa a umidade do solo e apenas 0,3% representam a água disponível em rios
e lagos (Figura 1). (SANTOS, 2005)
Figura 01 - Recursos Hídricos da Terra Fonte: Santos (2005)
Além de escassa, a água doce disponível possui uma distribuição bastante
irregular na superfície terrestre, de forma a existirem regiões com baixa população e
recursos hídricos abundantes, enquanto que em outras regiões são necessárias de
7
3 a 4 horas diárias para obter-se água potável. Essa realidade pode ser observada
na Tabela 1. (SANTOS, 2005).
Tabela 1 - Distribuição dos Recursos Hídricos Globais
Fonte: Santos (2005)
Nota-se que 53,5% dos recursos hídricos disponíveis estão presentes em
apenas 6 países (Brasil, Canadá, China, Estados Unidos, Indonésia e Rússia),
enquanto a África conta com menos de 10% desses recursos, sendo que Líbia e
8
Egito se destacam pela baixíssima quantidade de água disponível por habitante por
ano. (SANTOS, 2005).
Mesmo com a grande disponibilidade, os países acima citados não estão
imunes à crise da água. A agricultura consome 75% da água doce disponível no
planeta e esse número só tende a aumentar com o crescimento desenfreado da
população. Estima-se que de 550 cidades atingirão a marca de 1 milhão de
habitantes até 2020, aumentando o consumo e, consequentemente a poluição de
rios e afluentes (SOUZA, 2002). Cerca de 1500 km³ de águas residuais são
descartadas em rios, lagos e afluentes em geral diariamente, contaminando 12.000
km³ de água potável e pondo em risco a saúde da população que depende dos
mesmos. As águas de rios normalmente são utilizadas entre a nascente e o mar, o
que limita drasticamente o desenvolvimento da região se esta água não receber o
tratamento adequado. (SANTOS, 2005)
Calcula-se que atualmente 1,4 bilhões de pessoas não possuem acesso a
água própria para consumo e que esse número deve alcançar a casa dos 2,5
bilhões nos próximos 25 anos.
2.2 DESSALINIZAÇÃO DA ÁGUA DO MAR
A dessalinização é uma alternativa para o tratamento da água do mar. Parte
da água salgada na terra é transformada em vapor através da energia solar,
formando nuvens que se precipitam como água potável através das chuvas.
(SOUZA, 2006).
A dessalinização passou a ser utilizada em embarcações no século XVI e em
terra a partir do século XVIII. Porém, foi a partir da década de 40 — durante a 2ª
Guerra Mundial —que ela passou a receber mais atenção. Até a década de 60,
9
unidades de dessalinização com capacidade para até 8.000 m3 baseadas em
processos térmicos foram instaladas ao redor do mundo e, a partir de 1970, os
processos de osmose reversa começaram a ser empregados. (SOUZA, 2006)
A quantidade de água dessalinizada ao redor do mundo atualmente é de 62,5
milhões de m³/dia, sendo que os países líderes neste processo são demonstrados
na Figura 2 (PAGAIME, 2011).
Figura 02 – Distribuição da Capacidade de Dessalinização no Mundo. Fonte: Pagaime (2011)
Em grandes unidades dessalinizadoras são utilizados os processos de
destilação, enquanto que em unidades menores são utilizadas as membranas. As
Figuras 3 e 4 mostram as maiores unidades de dessalinização atuais, por destilação
e membranas, respectivamente (PAGAIME, 2011).
10
Figura 03 - Maiores Centrais de Dessalinização Térmica do Mundo Fonte: Pagaime (2011)
Figura 04 - Maiores Centrais de Dessalinização por Membrana do Mundo Fonte: Pagaime (2011)
2.3 TIPOS DE DESSALINIZAÇÃO
Os processos de dessalinização podem ser divididos em 2 grupos principais:
dessalinização térmica e utilização de membranas.
11
2.3.1 Dessalinização Térmica
O processo de dessalinização térmica foi o primeiro processo de
dessalinização a ser realizado em larga escala comercial e representa uma grande
parcela da capacidade mundial de dessalinização.
Esta técnica utiliza o princípio da destilação, no qual o vapor é gerado devido
à elevação de temperatura do sistema até a temperatura de ebulição da água e
posteriormente condensado pelo resfriamento do mesmo. Os principais processos
são: Destilação Solar (SD), Compressão de Vapor (MVC), Destilação Flash de
Múltiplos Estágios (MSF) e Destilação de Múltiplos Efeitos (MED).
2.3.1.1 Destilação solar (SD)
Os destiladores solares reproduzem o ciclo hidrológico natural em escala
reduzida. Nesse processo, a luz solar entra no dispositivo através de um vidro ou
plástico inclinado e aquece um recipiente com água salgada. O recipiente
geralmente é preto para absorver mais calor. A água quente evapora e então
condensa nos painéis de vidro frios. As gotículas então condensadas escorrem pelo
vidro inclinado e são coletadas para uso (MILLER, 2003).
12
.
Figura 05 - Processo de Destilação Solar (SD) Fonte: Santos (2005)
Este método é ideal para regiões isoladas do planeta, pois é simples de
operar e utiliza a luz solar como fonte de energia. O maior problema desse processo
é a baixa capacidade de produção. (SANTOS, 2005)
2.3.1.2 Compressão de Vapor (MVC)
No processo de dessalinização por compressão de vapor a água bruta é pré-
aquecida em um trocador de calor que utiliza a água dessalinizada e a salmoura
para a troca térmica. O compressor cria vácuo no recipiente e comprime o vapor
gerado, após passar por um eliminador de gotas. Logo após ele é condensado
dentro de um grupo de tubos e transfere calor latente para a água marinha que ferve
parcialmente, produzindo mais vapor. O calor de condensação é responsável pela
repetição sucessiva do ciclo de evaporação-condensação, que permite a
13
continuação do processo. A Figura 6 apresenta o esquema simplificado do
processo. (SANTOS, 2005)
Figura 06 - Processo de Destilação por Compressão de Vapor. Fonte: Santos (2005)
2.3.1.3 Destilação Flash de Múltiplos Estágios (MSF)
Neste processo a água marinha é aquecida em um recipiente denominado
aquecedor de água salina e então segue para outro recipiente denominado o
estágio, onde sofre uma brusca redução da sua pressão fazendo com que esta ferva
rapidamente. Geralmente, apenas uma pequena parcela da água evapora, o resto
continuará a evaporar apenas até o resfriamento da mesma. O vapor gerado é
condensado em cada estágio, transformando-se em água doce. (SOUZA, 2006)
A evaporação nos sistemas ocorre sob a ação de um pequeno vácuo no
primeiro efeito e este vai aumentando, a fim de garantir a evaporação sucessiva
através da diferença de pressão. No último efeito se trabalha com um vácuo
bastante alto. (SANTOS, 2005)
14
Tipicamente uma planta MSF pode conter de 4 a 40 estágios e trabalhar a
altas temperaturas, de 90 a 120°C. (SOUZA, 2002)
Figura 07 - Processo de Destilação Flash de Múltiplos Estágios (MSF) Fonte: Santos (2005)
2.3.1.4 Destilação de Múltiplos Efeitos (MED)
Na destilação múltiplos efeitos (MED), a água do mar pré-aquecida entra no
primeiro evaporador (chamado efeito), onde terá sua temperatura elevada até a
temperatura de ebulição. O vapor gerado será utilizado para aquecer de forma
indireta a água no segundo efeito e assim sucessivamente, sendo que o vapor do
último efeito será utilizado para pré-aquecer a água bruta — que entrará no primeiro
efeito. Assim como no processo MSF, é utilizado vácuo para reduzir a temperatura
de ebulição da água. O vapor condensado é captado, tratado e comercializado como
água doce. (SOUZA, 2006)
Note-se que apenas uma parcela da água é evaporada no primeiro efeito. A
água remanescente é enviada para o segundo efeito, onde novamente é aquecida e
parcialmente evaporada e assim sucessivamente. Nas grandes plantas MED, utiliza-
15
se de 8 a 16 evaporadores e, a temperatura do primeiro efeito das plantas mais
recentes usualmente é de 70°C. (SOUZA, 2002)
Figura 08 - Destilação de Múltiplos Efeitos (MED) Fonte: Santos (2005)
2.3.2 Dessalinização através de membranas
2.3.2.1 Osmose Reversa
O princípio da osmose é o solvente passar através de uma membrana do
meio menos concentrado para o mais concentrado. Já na osmose reversa ocorre o
oposto, devido à aplicação de pressão no meio mais concentrado a água passa para
o meio diluído, produzindo água doce e deixando como resíduo um meio altamente
concentrado e sob pressão.
Na prática, a água do mar é submetida a uma pressão superior a sua pressão
osmótica contra uma membrana semipermeável, de forma que passe apenas a água
livre de sais. Este processo requer um pré-tratamento a fim de retirar elementos em
16
suspensão e organismos da água, minimizando dessa forma o entupimento das
membranas. (SANTOS, 2005)
Figura 09 - Processo de Osmose Reversa Fonte: Santos (2005)
2.3.2.2 Eletrodiálise
Na eletrodiálise, dois eletrodos são ligados a uma fonte de energia externa,
que transportam energia elétrica através da solução, de forma que os íons tendam a
migrar para o eletrodo de carga oposta. Para isso, deve haver uma membrana entre
eles que permita a passagem dos íons (cátions ou ânions). Essas membranas são
arrumadas de forma alternada (membrana seletiva de cátions seguida de membrana
seletiva de ânions). (SOUZA, 2006)
17
Figura 10 - Processo de Eletrodiálise Fonte: Santos (2005)
2.4 IMPACTOS AMBIENTAIS PROVENIENTES DOS PROCESSOS DE
DESSALINIZAÇÃO
Dois aspectos devem ser observados no processo de dessalinização de água
marinha, quando se trata se sustentabilidade: consumo de energia e rejeitos de
processo (produtos químicos, sais, entre outros).
Os processos de destilação (MED e MSF) possuem uma emissão gasosa
considerável devido à utilização de vapor saturado. Porém, mesmo os processos
que operam basicamente por energia elétrica (MVC, RO e ED), de forma indireta
também consomem combustíveis, uma vez que em regiões onde se faz necessária a
dessalinização, a geração de energia elétrica acontece através de centrais
termelétricas. (SANTOS, 2005)
18
Algumas alternativas já são estudadas com o objetivo de minimizar essas
emissões em Unidades MSF e MED. Entre elas a utilização de painéis solares para
aquecimento da água marinha se destaca devido aos inúmeros resultados positivos
já obtidos.
Além disso, algumas configurações MED estão sendo utilizadas com o intuito
de aumentar a eficiência do processo. Alguns dos equipamentos que podem ser
acoplados a essa tecnologia são o Termocompressor (MED - TVC), Compressor
Mecânico (MED – MVC) e Bomba de Calor por Absorção (MED – AHP). (SANTOS,
2005)
O segundo aspecto observado, resíduos do processo, possui um impacto
ambiental considerável. Em todas as tecnologias de dessalinização, apenas uma
parcela da água é evaporada, de forma que a salmoura é devolvida à natureza com
uma concentração de sais muito maior que a água bruta. Além disso, parte dos
aditivos químicos utilizados para controle da corrosão também são despejados no
mar.
No caso dos processos térmicos, além dos problemas acima citados, a
salmoura também é devolvida ao mar com uma temperatura superior à da água
bruta, o que, em ambos os casos, causa um desequilíbrio na fauna e flora marinha.
No Brasil, a Companhia de Desenvolvimento dos Vales do São Francisco e
do Parnaíba (CODEVASF) e a Companhia Pernambucana de Saneamento
(COMPESA), utilizam a salmoura em três processos: separação quantitativa, criação
de tilápias e irrigação da planta atriplex, uma planta forrageira com capacidade de
retirar o sal do solo. (SANTOS, 2005)
19
Devido aos problemas citados acima, este projeto irá abordar o tratamento
dos sais presentes na salmoura para comercialização, o que, além de minimizar os
problemas ambientais, acresce consideravelmente o faturamento da empresa.
2.5 COMPARAÇÃO ENTRE AS TECNOLOGIAS DE DESSALINIZAÇÃO
Em Santos (2005) é feita uma comparação entre as principais tecnologias de
dessalinização, que será abordada neste tópico.
2.5.1 Salinidade inicial e final da água
Os processos de destilação são os mais indicados para o tratamento da água
do mar, uma vez que o consumo de energia independe da salinidade da água bruta,
com a vantagem de produzir uma água doce de alta qualidade, podendo conter
salinidades inferiores a 10 ppm.
A Osmose Reversa também é muito utilizada para a produção de água doce
através da água marinha, porém quanto maior a salinidade maior o consumo de
energia para obter água com a mesma qualidade. Este processo pode alcançar uma
salinidade próxima a dos processos de destilação (inferior a 50 ppm), porém devem
ser utilizados de dois a três passos para isso. Caso contrário a água produzida pode
possuir valores de salinidade na casa de 500 ppm.
Já Eletrodiálise é recomendada para tratamento de água salobra ou residual e
pode alcançar salinidades semelhantes a da Osmse Reversa.
20
2.5.2 Capacidade de Produção
Atualmente as Unidades MSF são as que possuem as maiores capacidades
de produção, podendo chegar a 75.000 m³/dia, porém este processo pode ser
utilizado em escalas bastante inferiores, chegando a uma produção de 2.400 m³/dia.
As menores capacidades de dessalinização térmica são atingidas nas unidades de
MED – TVC com 100 m³/dia, sendo que o processo MED pode atingir até 20.000
m³/dia.
Os processos elétricos são os que possuem as menores capacidades de
dessalinização atingindo 1 m³/dia para ED e RO e 10 m³/dia para MVC. Porém nas
unidades RO e ED são atingidas capacidades de 10.000 m³/dia e 12.000 m³/dia
respectivamente, enquanto que nas MVC não se produz mais que 2.500 m³/dia.
Outro fator a ser analisado é a área ocupada pela unidade de produção, o que
pode ser a diferença entre uma unidade de grande porte ou um conjunto de
unidades de pequeno porte. Os processos elétricos geralmente são os que ocupam
menor área em relação aos térmicos e, em relação ao MSF, a unidade MED também
é mais compacta.
2.5.3 Temperatura e Pressão de Operação
Nos processos sem mudança de fase como RO e ED, a separação ocorre na
temperatura da água bruta, sendo que no caso da ED a pressão de operação é a
atmosférica enquanto que na RO as pressões podem chegar a 80 bar, como ocorre
com as unidades operando no Oriente Médio, onde a água do mar possui alta
salinidade.
21
Nas unidades MED e MVC deve-se tomar cuidado com temperaturas
superiores a 75°C devido ao risco de corrosão, que pode ocorrer em função do
contato direto da salmoura com os tubos onde ocorre a transferência de calor. Já
nas unidades MSF, onde a evaporação acontece por flash, o risco de corrosão é
menor de forma que a temperatura no primeiro estágio pode alcançar 120 °C.
A pressão nas unidades MSF e MED pode variar desde a pressão de
saturação do primeiro estágio ou efeito até a pressão de saturação a temperatura
ambiente no último. Já nas unidades MVC o compressor eleva a pressão do vapor
em 0,2 bar acima da pressão de evaporação.
2.5.4 Fontes de energia
No Brasil, onde prevalece a produção de energia por hidrelétricas, a maior
parte da água dessalinizada é produzida no sertão a partir de água salobra e pelo
processo de Osmose Reversa, sendo alimentada por energia elétrica da rede.
Ao contrário do que acontece no Brasil, a dessalinização é muito mais comum
em países com fraquíssimos recursos hídricos, como no Oriente Médio, onde
predomina a dessalinização térmica da água do mar utilizando o calor residual de
plantas de geração de energia elétrica.
2.5.5 Perspectivas de melhorias
No processo RO muitos progressos vêm ocorrendo nos últimos anos. Talvez
um dos mais significativos tenha sido a inclusão de sistemas de recuperação de
energia através de turbinas hidráulicas, que reduziram em mais de 35% o consumo
22
de energia das bombas de alta pressão. Outro avanço que vale ressaltar diz
respeito ao desenvolvimento de novos materiais para produção membranas.
Além disso, nos últimos anos foi estudada a possibilidade de substituir as
pressões exercidas por bombas por pressão hidrostática. Esta técnica foi
denominada “Hydroculture” e consiste em deslocar a unidade dessalinizadora para o
fundo do mar, para aproveitar a pressão hidrostática. Um pequeno protótipo foi
construído em 1999 e possui capacidade de 12 m³/dia. Ele está localizado a 600
metros de profundidade e já proporcionou uma redução do consumo energético de
50% em relação a uma unidade RO convencional.
Nas unidades MVC a única possibilidade que vem sendo estudada é ampliar
sua capacidade através do acoplamento de evaporadores múltiplos efeitos (MED –
MVC), porém como não existe no mercado um compressor volumétrico de vapor de
baixa pressão e com vazão suficiente, podem ser utilizados no máximo 3
evaporadores. Para um número maior de efeitos é necessário um conjunto de
compressores.
O último avanço da tecnologia MSF foi publicado em setembro de 2003 e
consiste em reduzir a temperatura do condensado de 114,9 para 51,75 °C. Esta
redução foi possível graças à utilização de um trocador de calor para reaquecer
parte do recirculado, aumentando a eficiência do processo. Dois dos principais
resultados obtidos foram a redução de 6% do consumo de vapor e de 2% de energia
primária.
A tecnologia MED é a que vem sofrendo os maiores avanços nos últimos
anos. Além de mais compacta, flexível e consumir menos eletricidade e vapor em
relação à MSF, a tecnologia MED apresenta grandes expectativas no que diz
respeito à redução do consumo específico de energia.
23
Entre as tecnologias em estudo, a última tendência é o acoplamento ao MED
de bombas de calor por absorção, alimentadas por vapor de baixa pressão, gases
de exaustão ou água quente (MED – AHP). Acredita-se que esta tecnologia seja
ideal para a utilização de energia solar na dessalinização, através de coletores e
concentradores solares para alimentar com água quente o gerador da bomba de
calor por absorção.
2.5.6 Resumo comparativo
A Tabela 2 apresenta um resumo comparativo das tecnologias discutidas acima.
Tabela 2 - Comparação entre as principais tecnologias de dessalinização
PARÂMETRO RO MVC MSF MED
Tipo de energia predominante Elétrica Elétrica Térmica Térmica
Consumo elétrico (kWh/m³) 3 - 12 8 - 14 3 - 6 1 - 2,5
Consumo térmico entálpico
(kWh/m³) --- --- 55 - 120 25 – 120
GOR (kgproduto/kgvapor) --- --- 8 - 12 6 – 21
Salinidade da água doce < 500 < 50 < 50 < 50
Capacidade de produção por
unidade (m³/dia)
<
10.000
10 -
2.500
2.400 -
75.000
100 -
20.000
Custo de instalação médio alto alto alto –
médio
Fonte: Santos (2005)
A Tabela 3 é apresentada por Ferreira (2008) e compara os processos de
destilação. Apesar de apresentar algumas divergências em relação à Tabela 2, a
informação de interesse na mesma é a recuperação de água de alimentação em
relação à entrada.
24
Tabela 3 - Comparação entre os processos de destilação
PROPRIEDADES MSF MED VC
Capacidade de produção
(m³/dia) 4.000 - 57.000 2.000 - 20.000 <3.000
Qualidade da água
produzida (mg/L TDS) < 10 < 10
< 10 ( < 2, em alguns
casos)
Pré-tratamento Uso mínimo Uso mínimo Uso mínimo requerido
Custo Alto Alto < MED e MSF
Uso energético Elevado Elevado < MED e MSF
Recuperação água de
alimentação/produzida
10 - 50% (para
unidades modernas) 40 - 65% 50%
Operação
Pode ser combinado
com outros
processos; Alto
nível de
conhecimento
técnico; Não pode
operar abaixo de 70
- 80% de sua
capacidade.
Pode ser combinado
com outros
processos; É cara
para construir e
operar; Pode
corroer; A água
deve ser resfriada
antes do uso final.
Custo razoável e
operação simples e
confiável; Start up
difícil; Requer caros
compressores de vapor.
Fonte: Ferreira (2008)
2.6 ESCOLHA DO PROCESSO ADEQUADO
Como o projeto aborda a recuperação de sais e a água bruta possui alta
salinidade, o processo de dessalinização utilizado deve operar sem pré-tratamento
da água bruta (o que elimina os processos com membrana) e deve operar em altos
teores de salinidade (o que novamente elimina as membranas). No projeto foi
considerada uma alimentação de 10.000 m³/dia, possibilitando a utilização apenas
de MSF ou MED.
Entre as inúmeras vantagens que o processo MED possui sobre o MSF
(menor área, menor consumo energético e maiores perspectivas de
desenvolvimento, por exemplo), a recuperação de água do processo MED é
25
bastante superior ao MSF, o que minimiza a área da Placa de Evaporação
necessária na recuperação dos sais, aumentando desta forma sua eficiência.
26
3 CONCLUSÃO
A dessalinização da água do mar se mostra como a melhor alternativa para a
falta de água doce potável em boa parte do planeta. Entretanto, avanços nessa
tecnologia ainda são indispensáveis para sua consolidação no mercado.
O planejamento de uma empresa de dessalinização térmica por evaporadores
múltiplos efeitos com recuperação dos sais é bastante complexo, e quaisquer
alterações nos parâmetros utilizados pode causar drásticas mudanças no projeto.
Além disso, este depende diretamente da concentração de sais e da composição da
água do mar, o que pode apresentar uma grande variação dependendo da região
em que a unidade é instalada.
O objetivo geral do projeto, planejar uma indústria de dessalinização térmica
da água do mar com recuperação dos sais foi atingido com sucesso, apesar das
dificuldades para levantar informações técnicas sobre o tema.
Por fim, muitos conceitos aplicados nesse projeto e a integralização destes
foram de extrema importância para o seu bom desenvolvimento. Desta forma, torna-
se evidente a importância do conhecimento em diversas áreas.
27
4 O PROJETO
Este capítulo descreverá o projeto e as etapas necessárias para o
planejamento do mesmo.
4.1 DESCRIÇÃO DO PROJETO
O principal objetivo do presente projeto é dimensionar uma empresa de
dessalinização térmica da água do mar com recuperação dos sais. A capacidade
nominal do projeto é de 10000 m³/dia, que resultam num faturamento anual de R$
426.625.200,00.
Diariamente, serão captados e tratados 10.000 m³ de água marinha, com uma
concentração de aproximadamente 3,95 °Be, que serão peneirados para eliminação
de sólidos suspensos com diâmetro superior a 2 mm. A água então passa por dois
trocadores de calor com o objetivo de ser pré-aquecida antes de entrar nos
evaporadores múltiplos-efeitos. A corrente quente dos trocadores de calor são
provenientes da geração de vapor nos evaporadores. Após a evaporação, a água
recuperada passa por uma adição de sais e posterior desinfecção para então ser
disponibilizada na rede. A salmoura segue então para a 1ª Placa de Evaporação até
atingir a concentração desejada. O sal cristalizado é lavado com água saturada,
centrifugado, moído e enviado para a comercialização. Vale ressaltar que após a
centrífuga seria ideal utilizar um secador, para que o sal atingisse a umidade
desejada. Entretanto, este não será dimensionado no projeto.
Na 2ª e 3ª Placas o procedimento é o mesmo, porém na 2ª é adicionado KI no
processo, para então ser comercializado. Como a cristalização do CaSO4 ocorre
entre 16 e 25 °Be, na 1ª placa de evaporação a água será concentrada até 25,
28
enquanto que na 2ª Placa a solução será concentrada até 29 °Be, pois a faixa de
cristalização do NaCl é de 25 a 29 °Be. A última Placa deveria ser concentrada até
34°Be, uma vez que a faixa de cristalização do MgSO4 e do MgCl2 varia entre 29 e
34 °Be, porém como a Tabela de conversão de °Be para g/L (Anexo G) só apresenta
valores até 31 °Be, este será utilizado.
A captação de água e tratamento da mesma são contínuos, porém como o
tratamento de sais tem uma dependência direta com a energia solar, considerou-se
que este trabalha 12 horas por dia.
Para suprir esta demanda, a captação de água será realizada utilizando-se 3
bombas centrífugas de aproximadamente 140 m³/h. A água do mar segue para
quatro conjuntos de 3 evaporadores de cerca de 360 m² de área de troca térmica
cada. Já para a cristalização do sal, são utilizadas 3 placas solares, de
aproximadamente, 5000 m² para o MgCl2 e MgSO4, 16000 m² para o NaCl e 113000
m² para o CaSO4. Para uma captação de 10000 m³/h de água do mar, são utilizadas
cerca de 30 t de vapor no total deste processo.
Alguns dos cálculos foram realizados pelo software MathCad. Uma vez que
este trabalha com o idioma inglês, o ponto que aparece em alguns resultados deve
ser interpretado como vírgula, representando um número decimal.
4.2 CRONOGRAMA DE EXECUÇÃO
Este projeto foi iniciado em julho/2011 e finalizado em junho/2012. Para o
desenvolvimento das etapas do mesmo e para melhor organização do aluno, foram
definidos prazos para a realização de cada etapa do projeto. O cumprimento dos
prazos e a realização de cada uma das etapas são de grande importância para o
bom desenvolvimento do projeto.
29
Tabela 4 - Cronograma do projeto
Etapas 2011 2012
Jul Ago Set Out Nov Dez Jan Fev Mar Abr Mai Jun Jul
Escolha do tema X X X
Revisão
bibliográfica X X X X X X X X X X X
Diagrama de
blocos X X X X X X X
Definição das
etapas X X X X X X X
Determinação
das capacidades X X X X X X
Balanço de
massa X X X X X X X X
Entrega do pré-
projeto X
Balanço de
energia X X X X
Fluxograma do
processo X X X X X
Dimensionamento
dos
equipamentos
X X X
Dimensionamento
das tubulações,
instrumentação
X X
Definição das
utilidades X X
Layout X X
Entrega do TCC X
Apresentação do
TCC X
Fonte: Elaboração própria
4.3 CAPACIDADE DE PRODUÇÃO
A capacidade de produção nominal foi calculada com base no preço de venda
do produto e faturamento anual. Além disso, foram consideradas as horas
trabalhadas para verificação se a capacidade de produção diária encontrava-se
dentro dos limites normais. Estes cálculos podem ser observados no apêndice.
30
4.4 DIAGRAMA DE BLOCOS
Devido ao tamanho do Diagrama de blocos, este será separado em quatro
figuras que contém: o tratamento da água, produção do CaSO4, produção do NaCl e
produção de MgSO4 e MgCl2, respectivamente.
Figura 11 – Diagrama de Blocos do Tratamento da Água Fonte: Elaboração própria
Figura 12 - Diagrama de blocos da produção de CaSO4 Fonte: Elaboração própria
31
Figura 13 - Diagrama de blocos da produção de NaCl Fonte: Elaboração própria
Figura 14 - Diagrama de blocos da produção de MgSO4 e MgCl2 Fonte: Elaboração própria
32
4.5 FLUXOGRAMA DE PROCESSO
O fluxograma de processo apresenta detalhadamente as etapas necessárias
para a execução do projeto, bem todos os equipamentos envolvidos em cada uma.
As correntes do fluxograma serão utilizadas como base para o balanço de massa e
energia.
4.6 BALANÇO DE MASSA E ENERGIA
O balanço de massa foi primeiramente realizado com base no diagrama de
blocos. Em seguida, definido o fluxograma de processo, o balanço foi revisado e
concluído. A partir do balanço de massa e do fluxograma, foi possível realizar o
balanço de energia, para a determinação da quantidade de utilidades necessárias e
dimensionamento dos equipamentos.
4.7 TUBULAÇÃO E INSTRUMENTAÇÃO
O diagrama de tubulação e instrumentação foi realizado apenas para a
primeira parte do processo, que corresponde as correntes 10, 20, 30 e 100.
Conforme a necessidade de cada etapa, foram determinados os controladores e
indicadores a serem utilizados.
4.8 LISTA DE EQUIPAMENTOS
33
Todos os equipamentos contidos nos fluxogramas, assim como as condições
de operação destes, estão listados no apêndice. O dimensionamento destes, como
citado, foi realizado através dos balanços de massa e energia.
4.9 LISTA DE INSTRUMENTAÇÃO E UTILIDADES
Assim como os equipamentos, as utilidades necessárias e a instrumentação
contida no diagrama de tubulação e instrumentação estão listadas e detalhadas no
apêndice.
4.10 LAYOUT
O layout determina como estarão distribuídos os equipamentos dentro da
unidade de produção, bem como o espaço livre necessário, para operação ou
transporte. Este se encontra no apêndice.
34
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALBUQUERQUE, Liana Filgueira. Aplicação da água residuária das salinas no tratamento de efluentes têxteis. 2009. 170 f. Tese (Doutorado em Engenharia Química) Universidade Federal do Rio Grande do Norte, Natal, 2009. AMORIM, Miriam Cleide Cavalcante de. Alternativas de reuso dos efluentes de dessalinização por osmose inversa: Evaporação solar e meio líquido para cultivo de Tilápia Koina (Oreochromis sp,). In: Associação Brasileira de Engenharia Sanitária e
Ambiental; AIDIS. Saneamento ambiental: desafio para o século 21. Rio de Janeiro, ABES, 2001. ANDRADE, Vívian Tavares de. Avaliação da Toxicidade de Água Produzida Tratada por Processo Evaporativo com a Finalidade de Reúso em Solo. 2009. 144f. Tese (Doutorado em Engenharia Química) UFRJ/COPPE, Rio de Janeiro, 2009. CARVALHO, Roberto Bentes de. Fibras ocas compostas para nanofiltração e osmose inversa preparadas pela técnica de precipitação por imersão de duas soluções poliméricas extrusadas simultaneamente. 2006. Tese (Doutorado em Engenharia Química) UFRJ, Rio de Janeiro, 2006. DOMINGOS, Araújo Neto. Ficha técnica de segurança do produto químico - FISPQ. Disponível em: <http://www.daneto.com.br/components/com_pedi dos/docs/Cloreto%20de%20Magnsio.pdf>. Acesso em: 15 abr. 2012. F. MAIA IND. E COM. LTDA (Cotia). Ficha de segurança. Disponível em:
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Guaratinguetá, 2008. FORMOSO, Silvia Cupertino. Sistema de tratamento de água salobra: Alternativa de combate à escassez hídrica no semi-árido sergipano. 2010. 117f. Dissertação
(Mestrado em Desenvolvimento e Meio Ambiente) Universidade Federal de Sergipe, São Cristóvão, 2010. FRITZMANN, C. et al. State of Art of Reverse Osmosis Desalination. Desalination,
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35
<http://siscom.ibama.gov.br/licenciamento_ambiental/Petroleo/BM-J-2/QGP%20BM-J-2%20EIA/QGP%20BM-J-2%20-%20ANEXOS/ITEM%20II.3/2263-00-EIA-0001-00-Anexo_II3D/FISPQ%20NBR%2014725%20%2010410%20CLORETO%20DE%20S%C3%93DIO_R2.pdf>. Acesso em: 15 abr. 2012 MERCK KGAA (Alemanha). Sulfato de cálcio dihidratado. Disponível em: <http://www.merckmillipore.com/is-bin/INTERSHOP.enfinity/WFS/Merck-BR-Site/pt_ BR/-/EUR/ViewPDF-Print.pdf;sid=W2i84YmhCSGo4cZ-JPXRtiFh3OuuEeMGY0aitz oMSB2RBwcvd4jfS4-fTDMxXCE6Yoys_Yp4plCV5gBo-ezKrkFFepylpUVxaPIEwDG4 Re52seMGY0bWRrGP?RenderPageType=ProductDetail&CatalogCategoryID=NFib.s1LBqoAAAEWD.EfVhTl&ProductUUID=kPib.s1ODo0AAAEaYAxqKZLL&PortalCatalogUUID=t02b.s1LX0MAAAEWc9UfVhTl>. Acesso em: 18 jun. 2012. MILLER, James E.. Review of Water Resources and Desalination Technologies. SAND, March, 2003.
NITROGENIUS PRODUTOS QUÍMICOS (Curitiba). Ficha de informações de segurança de produtos químicos - FISPQ: sulfato de magnésio. Disponível em: <
http://www.nitrogenius.com.br/imagens/pdf/sulfato%20de%20sodio.pdf >. Acesso em: 15 abr. 2012. PAGAIME, Levi Miguel Teixeira. Dimensionar uma instalação de dessalinização de água por destilação a baixa temperatura. 2011. 136 p. Dissertação (Mestrado
em Engenharia Mecânica) Instituto Superior Técnico, Lisboa, 2011. PERRY, Robert H; GREEN, Don W. Perry’s chemical engineers’ handbook.8th ed. New York : McGraw-Hill, c2008. 1v. (várias paginações), il. RAMOS, Gabriela Marques Dos. Fibras Ocas Compostas para Osmose Inversa e Nanofiltração Baseadas em Poli (álcool vinílico) com Resistência a Agentes Oxidantes e Incrustações Orgânicas. 2008. 198f. Tese (Doutorado em Engenharia
Química) UFRJ/COPPE, Rio de Janeiro, 2008. SANTOS, José Joaquim Conceição Soares. Avaliação exergoeconômica das tecnologias para a produção combinada de eletricidade e água dessalinizada.
2005. 194 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) Universidade Federal de Itajubá, Itajubá, 2005. SMITH, J. M. (Joseph Mauk); VAN NESS, H. C. (Hendrick C.); ABBOTT, Michael M. Introdução à termodinâmica da engenharia química. 7. ed. Rio de Janeiro : LTC, 2007. SOUZA, Luiz Faustino De. Análise térmica de um dessalinizador de múltiplo efeito para obtenção de água potável. 2002. 55 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) Universidade Federal da Paraíba, João Pessoa, 2002. SOUZA, Luiz Faustino. Dessalinização como fonte alternativa de água potável. Norte Científico, v.1, n.1, 2006.
36
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boiling-point elevation. Disponível em: <http://www.nzifst.org.nz/unitoperations/evaporation4. htm#Duhringplot>. Acesso em: 15 maio 2012. Universidade Regional de Blumenau. Material de operações unitárias I. Universidade Regional de Blumenau. Material de operações unitárias II.
37
MEMORIAL DE CÁLCULO
A) CAPACIDADE DE PRODUÇÃO
Este projeto visa à dessalinização de 10.000 m³/dia de água marinha. A
empresa trabalhará 24 horas por dia e 365 dias por ano. Porém, 10% dessas horas
serão reservadas para eventuais imprevistos.
Capacidade:
Para o NaCl, CaSO4, MgSO4 e MgCl2 considerou-se as seguintes
concentrações inicias: 32,67, 1,9, 5,61 e 3,57 kg/m³ respectivamente. Dessa forma
tem-se:
38
É importante ressaltar que foi considerado que todo o sal será recuperado
neste processo. Desta forma, para uma representação mais fiel à realidade, o valor
do m³ de sal foi estimado como abaixo do real. Assim, o faturamento da empresa
será:
39
Portanto o faturamento é de R$ 426.625.200,00. Vale ressaltar que apesar
de assustadoramente alto, este valor não leva em conta as diversas despesas do
processo.
B) BALANÇO DE MASSA
O balanço de massa foi efetuado no programa Mathcad e as equações aqui
apresentadas são provenientes deste programa.
Neste projeto foi considerada uma entrada de 10.000 m³/dia de água marinha
com concentração de 3,95 °Be e massa específica de 1025 kg/m³. Além disso,
considerou-se a entrada apenas de NaCl, CaSO4, MgSO4e MgCl2.
Corrente 10:
Considerando a massa específica da água do mar 1025 kg/m³, é possível
determinar a vazão mássica da corrente 10.
40
Para o balanço de massa por componente foi considerada uma concentração
da água do mar de 3,95 °Be. A conversão de °Be para g/L será feita de acordo com
a Tabela de conversão de °Be para g/L (Anexo G). Esta tabela apresenta a
conversão para NaCl, Ca(SO4)2, Mg(SO4)2 e MgCl2 porém para os cálculos serão
considerados os sais NaCl, CaSO4, MgSO4e MgCl2.
Considerou-se ainda uma entrada de inertes de 0,1%, logo:
41
Portanto o balanço de massa por componentes fica:
Corrente 20: A corrente 20 possui as mesmas características da corrente 10, logo:
Balaço de massa por componentes:
42
Balanço de massa global:
Corrente 100: Nesta etapa são eliminados 100% dos inertes e não há perdas de sal
ou água.
Corrente 30:
Balanço de massa global:
Balanço de massa por componentes:
43
Corrente 40: A corrente 40 possui as mesmas características da corrente 30, logo:
Balanço de massa por componente:
44
Balanço de massa global:
Corrente 50: Considerando que o processo evapore 65% da água de entrada tem-
se:
Corrente 101: Como a água evaporada não contém sais, para o consumo humano é
necessário que se faça a adição dos mesmos. Como não foi encontrado o teor
mínimo de sais necessário para o consumo humano, determinou-se que será
adicionada a quantidade de sais correspondentes à metade dos valores máximos
recomendados:
45
Balanço de massa por componente:
46
Balanço de massa global:
Corrente 60: Corresponde à água da corrente 50 e aos sais da corrente 101.
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
47
Corrente 102: Para o consumo humano a água deve ser submetida ao tratamento
biológico. Para isso nesta corrente será adicionado cloreto. Será utilizado o valor
máximo recomendado.
Corrente 103: Para dar continuidade ao tratamento biológico, nesta etapa será
adicionado fluoreto. Novamente será utilizado o valor máximo recomendado.
Vazão 70: A vazão 70 corresponde ao que entrou nas correntes 60, 102 e 103.
48
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 200: Esta corrente contém os 35% de água que não foram evaporados e
todos os sais de entrada.
49
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 201: Nesta placa de evaporação, a água deve evaporar até uma
concentração de 25 °Be, na qual se tem 269,4 g/L de NaCl, 2,3 g/L de CaSO4, 46,9
50
g/L de MgCl2 e 29,4 g/L de MgSO4. Dessa forma, a concentração total de sais é de
348 g/L.
Na corrente 200 se tem 95,2 g/L de NaCl, 5,5 g/L de CaSO4, 10,4 g/L de
MgCl2 e 16,4 g/L de MgSO4, um total de 127,5 g/L de sais . O fato de a concentração
de CaSO4 ficar menor com a evaporação da água se deve a cristalização e
deposição do mesmo.
Em posse destes dados, é possível utilizar uma simples equação que
relaciona concentração e volume iniciais e finais.
Portanto, a quantidade de água a ser evaporada é igual a vazão de entrada
menos o volume encontrado.
Balanço de massa por componente:
51
Corrente 202: Nesta corrente foi considerado que sai 99% do CaSO4 com
aproximadamente 30% de umidade e, consequentemente outros sais dissolvidos.
Para efeitos de cálculo, converteu-se as concentrações para 269,4 g/kgágua de
NaCl, 46,9 g/kgágua de MgCl2 e 29,4 g/kgágua de MgSO4. Nos valores abaixo,
entenda-se gm como “grama”.
52
Balanço de massa global:
Corrente 203: Nesta etapa ocorre a lavação dos sais e água provenientes da
corrente 202, o que é feito através de água saturada de CaSO4. Conhecendo as
solubilidades dos sais em água é possível determinar a vazão necessária de água
saturada.
CaSO4 = 2,98 g/L (será considerado 2,98 g/kgágua)
MgCl2 = 528 g/L (será considerado 528 g/kgágua)
MgSO4 = 269 g/L (será considerado 269 g/kgágua)
NaCl = 357 g/L (será considerado 357 g/kgágua)
Balanço de massa por componente:
Dividindo a vazão dos sais por suas respectivas solubilidades, encontra-se a
vazão necessária de água saturada para solubilizar cada um deles.
53
Para assegurar uma lavação eficiente, será acrescido 5% no valor acima
determinado.
Balanço de massa global:
Corrente 204: Considerando que nessa corrente saem os sais dissolvidos, bem
como toda a água de lavação:
54
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 205: Nessa corrente segue a água e o CaSO4 provenientes da corrente
202.
55
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 206: Considerando que o sal saia da centrífuga com 3% de umidade, tem-
se:
56
Balanço de massa:
Corrente 207:
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
57
Corrente 208: Nesta etapa o sal é moído para reduzir e uniformizar o diâmetro das
partículas, logo o balanço de massa é igual ao da corrente 207.
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 209: Novamente nesta etapa não há alteração no balanço de massa,
portanto:
58
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 210: Nesta corrente segue a solução a 25 °Be.
59
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 211: O cálculo dessa corrente foi feito de forma similar ao da corrente 201.
A concentração inicial é correspondente à concentração final da corrente 201 e a
concentração final desejada é de 29 °Be, na qual se tem 229 g/L de NaCl, 0,7 g/L de
CaSO4, 141,1 g/L de MgCl2 e 91,6 g/L de MgSO4, totalizando 462,4 g/L de sais.
60
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 212: Nesta corrente foi considerado que sai 99% do NaCl com
aproximadamente 30% de umidade e, consequentemente outros sais dissolvidos.
61
Para efeitos de cálculo, converteu-se as concentrações para 1,18 g/kgágua de
CaSO4, 141,1 g/kgágua de MgCl2 e 91,6 g/kgágua de MgSO4.
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
62
Corrente 213: Nesta etapa ocorre a lavação dos sais e água provenientes da
corrente 212, o que é feito através de água saturada de NaCl. Conhecendo as
solubilidades dos sais em água é possível determinar a vazão necessária de água
saturada.
CaSO4 = 2,98 g/L (será considerado 2,98 g/kgágua)
MgCl2 = 528 g/L (será considerado 528 g/kgágua)
MgSO4 = 269 g/L (será considerado 269 g/kgágua)
NaCl = 357 g/L (será considerado 357 g/kgágua)
Balanço de massa por componente:
Dividindo a vazão dos sais por suas respectivas solubilidades, encontra-se a
vazão necessária de água saturada para solubilizar cada um deles.
63
Para assegurar uma lavação eficiente, será acrescido 5% no valor acima
determinado.
Balanço de massa global:
Corrente 214: Considerando que nessa corrente saem os sais dissolvidos, bem
como toda a água de lavação:
64
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 215: Nessa corrente segue a água e o NaCl provenientes da corrente 212.
65
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 216: Considerando que o sal saia da centrífuga com 3% de umidade, tem-
se:
66
Corrente 217:
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 218: Nesta etapa será adicionado KI, prática comum na produção de NaCl.
Serão adicionados 40 mg de KI por kg de NaCl
67
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 219: Nesta etapa o sal é moído para reduzir e uniformizar o diâmetro das
partículas.
Balanço de massa por componente:
68
Balanço de massa global:
Corrente 220: Nesta etapa não há alteração no balanço de massa, portanto:
Balanço de massa por componente:
69
Balanço de massa global:
Corrente 221: Nesta corrente segue a solução a 29 °Be.
Balanço de massa por componente:
70
Balanço de massa global:
Corrente 222: O cálculo dessa corrente foi feito de forma similar ao da corrente 201.
A concentração inicial é correspondente à concentração final da corrente 211 e a
concentração final desejada é de 31 °Be, na qual se tem 212,8 g/L de NaCl, 0 g/L de
CaSO4, 122,2 g/L de MgCl2 e 185,52 g/L de MgSO4, totalizando 520,52 g/L de sais.
71
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 224: Nesta corrente foi considerado que sai 99% dos sais MgSO4 e MgCl2
e que este vá com uma umidade de 15%.
Balanço de massa por componente:
72
Balanço de massa global:
Corrente 223: Nessa corrente sai a água e sais residuais.
Balanço de massa por componente:
73
Balanço de massa global:
Corrente 225: Nesta etapa ocorre a lavação dos sais e água provenientes da
corrente 212, o que é feito através de água saturada de MgSO4 e MgCl2.
Conhecendo as solubilidades dos sais em água é possível determinar a vazão
necessária de água saturada.
CaSO4 = 2,98 g/L (será considerado 2,98 g/kgágua)
MgCl2 = 528 g/L (será considerado 528 g/kgágua)
MgSO4 = 269 g/L (será considerado 269 g/kgágua)
NaCl = 357 g/L (será considerado 357 g/kgágua)
Balanço de massa por componente:
Dividindo a vazão dos sais por suas respectivas solubilidades, encontra-se a
vazão necessária de água saturada para solubilizar cada um deles (neste caso, o
único sal a ser solubilizado é o NaCl).
74
Para assegurar uma lavação eficiente, será acrescido 5% no valor acima
determinado.
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
75
Corrente 226: Considerando que nessa corrente saem os sais dissolvidos, bem
como toda a água de lavação:
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 227: Nessa corrente segue a água, MgSO4 e MgCl2 provenientes da
corrente 224.
76
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
Corrente 228: Considerando que os sais saiam da centrífuga com 3% de umidade,
tem-se:
77
Balanço de massa:
Corrente 229:
Balanço de massa por componente:
78
Balanço de massa global:
Corrente 230: Nesta etapa o sal é moído para reduzir e uniformizar o diâmetro das
partículas, logo o balanço de massa é igual ao da corrente 229.
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
79
Corrente 231: Novamente, nesta etapa não há alteração no balanço de massa,
portanto:
Balanço de massa por componente:
Balanço de massa global:
80
C) BALANÇO DE ENERGIA
W300 A, B, C, D; W310 A, B, C, D; W320 A, B, C, D
Para efeitos de cálculo, no balanço de energia foi considerada apenas a
presença de NaCl e H2O. Devido à alta vazão do processo serão feitos quatro
evaporadores múltiplos efeitos com três efeitos cada. Portanto a entrada (F) foi
dividida por quatro para os cálculos.
Para a vazão de vapor considerou-se que o mesmo entra a 105°C. A pressão
de entrada e as entalpias foram retiradas da Tabela de Vapor Saturado (SMITH,
VAN NESS, ABBOTT, 2007):
81
Pelo balanço de massa é possível encontrar as vazões intermediárias:
Devido à dificuldade para encontrar um Diagrama de entalpia – concentração,
para determinar as entalpias das soluções nos evaporadores utilizou-se a seguinte
equação:
Dessa forma, para encontrar a Cp das soluções utilizou-se uma regra de
mistura perfeita. As Cp foram encontradas de acordo com as equações para
Capacidades Caloríficas (SMITH, 2007), sendo que as mesmas variam de acordo
com a Temperatura e a composição.
Água:
82
NaCl:
Para as condições da corrente F tem-se:
Assumindo-se que a geração de vapor é igual em cada efeito tem-se:
Pelo balanço de massa no primeiro efeito tem-se:
83
No segundo efeito:
Fazendo-se a estimativa para a distribuição das Temperaturas:
Para estimar as epes dos efeitos, considerou-se que a temperatura de
ebulição do solvente nos efeitos 1, 2 e 3 são de 75, 65 e 55 °C respectivamente.
Dessa forma, através do Diagrama de Duhring para NaCl e água (Anexo H) foram
encontrados os seguintes valores:
84
( )
Para o cálculo do ΔT dos efeitos é necessário conhecer o Coeficiente Global
de Troca Térmica (U) do evaporador, porém pelas dificuldades para encontrar o
mesmo, utilizou-se um U relativo a um trocador de calor de tubos (Anexo I).
Dessa forma:
85
Para facilitar os cálculos, monta-se uma tabela com os dados já determinados
e, da mesma forma em que foram determinados os valores de entalpia de F,
determina-se também de L1, L2 e L3. Além disso, as entalpias dos vapores
determinadas são de acordo com a Tabela de Vapor de Saturado presente em
Smith, Van Ness, Abbott ( 2007).
T (°C) xliquido hliquido (kJ/kg) hvapor saturado (kJ/kg) hliquido saturado (kJ/kg)
S 105
2683,75 440,15
ΔT1 10,552
TL1 94,448 0,055 382,271
epe 1 1,834
Tcond, V1 92,614
2664,382 387,979
ΔT2 13,433
TL2 79,181 0,076 314,581
epe 2 2,247
Tcond, V2 76,934
2638,594 322,023
ΔT3 18,463
TL3 58,471 0,123 221,994
epe 3 3,291
Tcond, V3 55,18
2601,306 230,956
Como V1, V2, V3, L1, L2 e S ainda são desconhecidos, através das equações
de Balanço de Massa e de Energia monta-se um sistema de 6 equações por 6
incógnitas:
86
Primeiro efeito:
( )
Segundo efeito:
( )
Terceiro efeito:
( )
Substituindo as incógnitas já conhecidas:
( )
( )
87
( )
Fazendo a solução por uma matriz A . X = B tem-se o seguinte sistema:
V1 V2 V3 L1 L2 S =
1 0 0 1 0 0
102.106,771
2664,382 0 0 382,271 0 -2243,6
16.569.682,584
0 1 0 -1 1 0
0
2276,403 -2638,594 0 382,271 -
314,581 0
0
0 0 -1 0 1 0
35.737,370
0 2316,571 -2601,306 0 314,581 0
7.933.481,716
Os resultados dessa iteração são:
V1 = 20.230,688 kg/h
V2 = 22.200,991 kg/h
V3 = 23.937,722 kg/h
L1 = 81.876,083 kg/h
L2 = 59.675,092 kg/h
S = 30.589,878 kg/h
Cálculo das áreas dos efeitos:
( )
88
( )
( )
( )
( )
( )
Como as áreas são muito diferentes entre si é necessário fazer uma nova
iteração.
1) Redistribuição das forças motrizes dentro dos efeitos (ΔT1, ΔT2, ΔT3):
89
2) Estimativa das composições das soluções com as últimas vazões calculadas:
Refazendo a tabela:
T (°C) xliquido hliquido (kJ/kg) hvapor saturado (kJ/kg) hliquido saturado (kJ/kg)
S 105
2683,75 440,15
ΔT1 13,084
TL1 91,916 0,054 372,855
epe 1 1,834
Tcond, V1 90,082
2660,231 377,244
ΔT2 11,181
TL2 78,901 0,074 313,265
epe 2 2,247
90
Tcond, V2 76,654
2638,146 320,847
ΔT3 18,223
TL3 58,431 0,123 221,842
epe 3 3,291
Tcond, V3 55,14
2601,238 230,788
Substituindo as incógnitas já conhecidas:
( )
( )
( )
Montando a matriz:
V1 V2 V3 L1 L2 S =
1 0 0 1 0 0
102.106,771
2660,231 0 0 372,855 0 -
2243,6 16.569.682,584
0 1 0 -1 1 0
0
2282,987 -2638,146 0 372,855 -313,265 0
0
0 0 -1 0 1 0
35.737,370
0 2317,299 -2601,238 0 313,265 0
7.928.049,636
91
Resultados:
V1 = 20.401,534 kg/h
V2 = 22.128,122 kg/h
V3 = 23.839,745 kg/h
L1 = 81.705,237 kg/h
L2 = 59.577,115 kg/h
S = 30.383,008 kg/h
Cálculo das áreas dos efeitos:
( )
( )
( )
( )
( )
( )
92
Como as áreas continuam diferentes é necessário fazer mais uma iteração:
1) Redistribuição das forças motrizes dentro dos efeitos (ΔT1, ΔT2, ΔT3):
2) Estimativa das composições das soluções com as últimas vazões calculadas:
93
Refazendo a tabela:
T (°C) xliquido hliquido (kJ/kg) hvapor saturado (kJ/kg) hliquido saturado (kJ/kg)
S 105
2683,75 440,15
ΔT1 13,248
TL1 91,752 0,054 371,027
epe 1 1,834
Tcond, V1 89,918
2659,969 376,556
ΔT2 11,521
TL2 78,397 0,074 311,258
epe 2 2,247
Tcond, V2 76,15
2637,34 318,73
ΔT3 17,719
TL3 58,431 0,123 221,842
epe 3 3,291
Tcond, V3 55,14
2601,238 230,788
Substituindo as incógnitas já conhecidas:
( )
( )
94
( )
V1 V2 V3 L1 L2 S =
1 0 0 1 0 0
102.106,771
2659,969 0 0 371,027 0 -2243,6
16.569.682,584
0 1 0 -1 1 0
0
2283,413 -2637,34 0 371,027 -311,258 0
0
0 0 -1 0 1 0
35.737,370
0 2318,61 -2601,238 0 311,258 0
7.928.049,636
Resultados:
V1 = 20.416,024 kg/h
V2 = 22.140,573 kg/h
V3 = 23.812,805 kg/h
L1 = 81.690,747 kg/h
L2 = 59.550,175 kg/h
S = 30.328,838 kg/h
Cálculo das áreas dos efeitos:
( )
( )
( )
95
( )
( )
( )
Como as áreas ficaram semelhantes, não há necessidade de novas iterações.
Para melhor entendimento e visualização, segue na tabela 5 um resumo das
principais características e variáveis de operação de cada evaporador:
Tabela 5 - Resumo das principais características dos evaporadores.
Efeito TL (oC) P (kPa) A (m²)
1 91,752 74,916 359,02
2 78,397 44,373 359,91
3 58,431 18,525 354,37
Fonte: Da autora.
TROCADORES DE CALOR
Foi considerado um trocador de calor de tubos com escoamento
contracorrente para os dois pré-aquecedores. No primeiro deles é utilizado o vapor
do terceiro efeito que é resfriado até 30 °C e no segundo são utilizados os vapores
dos efeitos 1 e 2 para aquecer até 40 °C.
96
W100
Considerações:
Temperatura da corrente quente que entra (Tq,e) = 55 °C
Temperatura da corrente quente que sai (Tq,s) = 30 °C
Vazão mássica da corrente quente (mq) = 23.812,805 kg/h
Cp médio da corrente quente (Cpq) ≈ 4,205 kJ/(kg . °C)
Temperatura da corrente fria que entra (Tf,e) = 25 °C
Vazão mássica da corrente fria (mf) = 426.656,25 kg/h
Cp médio da corrente fria (Cpf) ≈ 4,05 kJ/(kg . °C)
O coeficiente global de transferência de calor (Anexo I) considerado foi de:
U = 825 W/(m² . K) = 2970 kJ/(h. m² . °C)
Considerando que o processo ocorra em Regime Permanente e sem
Acúmulo, tem-se:
( )
( )
97
( ) ( )
( )
( )
( ) ( )
( )( )
Como o trocador de calor é contracorrente o fator de correção F é igual a 1,
logo:
W200
Considerações:
Temperatura da corrente quente que entra (Tq,e) = 86,16 °C
Vazão mássica da corrente quente (mq) = 141.240,922 kg/h
Cp médio da corrente quente (Cpq) ≈ 4,013 kJ/(kg . °C)
Temperatura da corrente fria que entra (Tf,e) = 25,45 °C
Temperatura da corrente fria que sai (Tf,s) = 40 °C
Vazão mássica da corrente fria (mf) = 426.656,25 kg/h
98
Cp médio da corrente fria (Cpf) ≈ 4,05 kJ/(kg . °C)
O coeficiente global de transferência de calor (Anexo I) considerado foi de:
U = 825 W/(m² . K) = 2970 kJ/(h. m² . °C)
Considerando que o processo ocorra em Regime Permanente e sem
Acúmulo, tem-se:
( )
( )
( ) ( )
( )
( )
( ) ( )
( )( )
99
Como o trocador de calor é contracorrente o fator de correção F é igual a 1,
logo:
D) DIMENSIONAMENTO DOS EQUIPAMENTOS
Devido ao tempo disponível ser insuficiente para fazer o dimensionamento
completo de todos os equipamentos, será calculado apenas o Volume necessário
para cada um (exceto os equipamentos pertencentes ao T+I que serão
dimensionados posteriormente) e as áreas das Placas de evaporação W400, W410
e W420.
Para o cálculo do volume é necessário conhecer a vazão, a massa específica
dos componentes e o tempo de residência em cada equipamento. A vazão já foi
determinada através do Balanço de Massa e o tempo de residência será de 2 horas
para os equipamentos anteriores ao B200 e para os posteriores. No caso dos
últimos, foi utilizado o valor correspondente ao dobro da vazão calculada. Isto foi
feito devido a dependência que o processo de recuperação de sais tem do sol,
dessa forma, ele trabalha apenas 12 horas por dia. O tempo de residência de 2
horas foi estipulado para o caso de necessidade de parar o processo (exceto B200,
que será explicado posteriormente). Não foi possível encontrar a massa específica
do CaSO4, MgSO4 e do MgCl2 puros, por isso esses valores foram determinados
através dos sais hidratados (Anexo N):
100
Massa específica referente ao MgCl2 . 6H2O = 1560 kg/m³
Massa molar MgCl2 = 95 g/mol
Massa molar H2O = 18 g/mol
Para 1 mol de MgCl2 tem-se:
95 g de MgCl2 (46,80%)
108 g de H2O (53,20%)
Total = 203 g (100%)
Massa específica referente ao CaSO4 . 2H2O = 2320 kg/m³
Massa molar CaSO4 = 136 g/mol
Massa molar H2O = 18 g/mol
Para 1 mol de CaSO4 tem-se:
136 g de CaSO4 (79,07%)
36 g de H2O (20,93%)
Total = 172 g (100%)
101
Massa específica referente ao MgSO4 . 7H2O = 1680 kg/m³
Massa molar MgSO4 = 120 g/mol
Massa molar H2O = 18 g/mol
Para 1 mol de MgSO4 tem-se:
120 g de MgSO4 (48,78%)
126 g de H2O (51,22%)
Total = 246 g (100%)
Para o NaCl será utilizada uma massa específica de 2170 kg/m³, que
corresponde ao NaCl PA.
Componente ρ (kg/m³)
MgCl2 2052,63
CaSO4 2669,41
MgSO4 2394,01
NaCl 2170,0
102
Dessa forma, o dimensionamento dos equipamentos será feito através da
equação:
B300: Tanque com agitação
ρcorrente 202 = 2276,08 kg/m³
vazãocorrente 202 = 2200,32 kg/h
ρcorrente 203 =1004,84 kg/m³
vazãocorrente 203 = 8221,96 kg/h
( )
B200: Este tanque será responsável por armazenar a solução gerada durante a
noite, uma vez que a recuperação de sal só trabalha durante o dia devido à
dependência do sol. Por isso o tempo de residência será de 13 horas (1 hora a mais
no caso de necessidade de manutenção).
103
ρcorrente 200 =1137,04 kg/m³
vazãocorrente 200 = 161178,6 kg/h
B400: Caçamba
ρcorrente 207 =2621,83 kg/m³
vazãocorrente 207 = 1614,52 kg/h
H100 e H110: Rosca transportadora
ρcorrente 202 = 2276,08 kg/m³
vazãocorrente 202 = 2200,32 kg/h
104
P150: Bomba centrífuga
ρ = 1137,04 kg/m³
vazão= 322357,3 kg/h
S100: Centrífuga com peneira
ρcorrente 205 = 2284,28 kg/m³
vazãocorrente 205 = 3637,75 kg/h
Z100: Moinho de bolas
ρcorrente 207 =2621,83 kg/m³
105
vazãocorrente 207 = 1614,52 kg/h
B310: Tanque com agitação
ρcorrente 212 = 1914,99 kg/m³
vazãocorrente 212 = 36764,18 kg/h
ρcorrente 213 =1307,83 kg/m³
vazãocorrente 213 = 14539,93 kg/h
( )
106
B410: Caçamba
ρcorrente 217 = 2135,49 kg/m³
vazãocorrente 217 = 27644,08 kg/h
H120 e H130: Rosca transportadora
ρcorrente 212 = 1914,99 kg/m³
vazãocorrente 212 = 36764,18 kg/h
S110: Centrífuga com peneira
ρcorrente 215 = 1899,96 kg/m³
107
vazãocorrente 215 = 34875,53 kg/h
Z110: Moinho de bolas
ρcorrente 217 = 2135,49 kg/m³
vazãocorrente 217 = 27644,08 kg/h
ρcorrente 218 = 3130 kg/m³
vazãocorrente 218 = 1073,09 kg/h
( )
108
B320: Tanque com agitação
ρcorrente 224 = 2119,77 kg/m³
vazãocorrente 224 = 6717,90 kg/h
ρcorrente 225 =1518,36 kg/m³
vazãocorrente 225 = 958,91kg/h
( )
B420: Caçamba
ρcorrente 229 = 2248,64 kg/m³
vazãocorrente 229 = 5854,41 kg/h
109
H140 e H150: Rosca transportadora
ρcorrente 224 = 2119,77 kg/m³
vazãocorrente 224 = 6717,90 kg/h
S120: Centrífuga com peneira
ρcorrente 227 = 2118,28 kg/m³
vazãocorrente 227 = 6536,47 kg/h
Z120: Moinho de bolas
ρcorrente 229 = 2248,64 kg/m³
110
vazãocorrente 229 = 5854,41 kg/h
B500: Como não foi determinada a vazão necessária para diluir os sais, não foi
possível determinar o Volume de B500.
B600: Como a corrente que passa pelo tanque possui a concentração da corrente
60, sabe-se que 92,8% é água. Portanto, pelas dificuldades para se determinar a
massa específica dos sais adicionados na corrente 101 consideraremos que a
corrente é composta apenas por água.
ρcorrente 60 = 1000 kg/m³
vazãocorrente 60 = 286062,07 kg/h
111
P160: Pelo mesmo motivo citado no dimensionamento de B600, nessa corrente será
considerada apenas a água.
ρcorrente 60 = 1000 kg/m³
vazãocorrente 60 = 286062,07 kg/h
W400, 410 e 420: Pela dificuldade para encontrar uma taxa de evaporação média,
determinou-se em laboratório que, a 50 °C tem-se uma taxa média de 1,6 mm por
hora.
W400
A quantidade a ser evaporada é de 90,578 m³/h, porém como o sistema só
trabalha 12 horas por dia, esse valor dobra, logo 181,152 kg/h.
W410
A quantidade de água a ser evaporada é 25.798,688 kg/h, logo:
112
W420
A quantidade de água a ser evaporada é 7.864,08 kg/h, logo:
Os equipamentos dimensionados a seguir fazer parte do Diagrama de
Tubulação e Instrumentação, por isso receberam uma maior atenção.
P100 A, B, C: Devido à alta vazão do processo, foram utilizadas três bombas
idênticas na captação de água marinha. O dimensionamento foi efetuado no
programa Mathcad e as equações a seguir são provenientes do mesmo.
No dimensionamento da tubulação foram seguidas as seguintes etapas:
Bomba de captação da água do mar:
SUCÇÃO
a) Cálculo da vazão volumétrica
113
b) Determinação da velocidade econômica
De acordo com o Anexo K, a velocidade econômica para líquidos não-
saturados está na faixa entre 0,5 e 2 m/s para a sucção. Portanto será utilizada a
velocidade de 1 m/s.
c) Determinação da área
d) Cálculo do diâmetro teórico:
114
e) Determinação do diâmetro interno
De acordo com o Anexo J, para uma tubulação de 10 polegadas SCHEDULE
40, o diâmetro interno é:
f) Com o diâmetro determinado, o próximo passo é recalcular a área
g) Recálculo da velocidade econômica
h) Cálculo do Número de Reynolds
115
i) Cálculo do fator de atrito
Para o cálculo do fator de atrito é necessário conhecer a rugosidade relativa
do material. Considerando que a tubulação seja de aço comercial, de acordo com o
a Tabela de Rugosidade Relativa (Anexo L), esse valor é de 0,05 mm.
Para 100 metros de tubulação a perda de carga é:
116
Portanto, como ΔP ficou inferior a 0,1 bar e de acordo, com a Tabela de
velocidade econômica de líquidos de processo (Anexo K), essa configuração pode
ser utilizada.
RECALQUE
a) Cálculo da vazão volumétrica
b) Determinação da velocidade econômica
De acordo com o Anexo K, a velocidade econômica para líquidos não-
saturados está na faixa entre 1 e 3 m/s para o recalque. Portanto será utilizada a
velocidade de 1,5 m/s.
c) Determinação da área
117
d) Cálculo do diâmetro teórico:
e) Determinação do diâmetro interno
De acordo com o Anexo J, para uma tubulação de 8 polegadas SCHEDULE
40, o diâmetro interno é:
f) Com o diâmetro determinado, o próximo passo é recalcular a área
118
g) Recálculo da velocidade econômica
h) Cálculo do Número de Reynolds
i) Cálculo do fator de atrito
Para o cálculo do fator de atrito é necessário conhecer a rugosidade relativa do
material. Considerando que a tubulação seja de aço comercial, de acordo com o a
Tabela de Rugosidade Relativa (Anexo L), esse valor é de 0,05 mm.
119
Para 100 metros de tubulação a perda de carga é:
Portanto, como ΔP ficou entre 0,23 e 0,7 bar e de acordo, com a Tabela de
velocidade econômica de líquidos de processo (Anexo K), essa configuração pode
ser utilizada.
Considerando que a bomba é não-afogada, tenha 9 metros de sucção + 1
joelho, 61 metros de recalque + 3 joelhos + 1 válvula de retenção, é possível calcular
o ΔP real.
120
Como 1 Pa corresponde a 1,02 x 10-4 m.c.a, as pressões que estiverem em
Pascal serão multiplicadas por este valor para fazer a conversão.
Portanto a Potência requerida para a bomba é de aproximadamente 11,34 hp.
121
Para o cálculo do NPSH é necessário conhecer a pressão de vapor do fluido.
Dessa forma será utilizada a pressão de 0,336 m.c.a para uma temperatura de 25
°C.
De acordo com a curva de bomba (Anexo M), o NPSH requerido é em torno
de 8 m, portanto a bomba não vai cavitar.
Bomba pós peneira
P110 A, B, C: Assim como no dimensionamento de P100 A, B, C, devido à alta
vazão do processo, foram utilizadas três bombas idênticas na captação de água
marinha. O dimensionamento foi efetuado no programa Mathcad e as equações a
seguir são provenientes do mesmo.
No dimensionamento da tubulação foram seguidas as seguintes etapas:
SUCÇÃO
j) Cálculo da vazão volumétrica
122
k) Determinação da velocidade econômica
De acordo com o Anexo K, a velocidade econômica para líquidos não-
saturados está na faixa entre 0,5 e 2 m/s para a sucção. Portanto será utilizada a
velocidade de 1 m/s.
l) Determinação da área
m) Cálculo do diâmetro teórico:
123
n) Determinação do diâmetro interno
De acordo com o Anexo J, para uma tubulação de 10 polegadas SCHEDULE
40, o diâmetro interno é:
o) Com o diâmetro determinado, o próximo passo é recalcular a área
p) Recálculo da velocidade econômica
124
q) Cálculo do Número de Reynolds
r) Cálculo do fator de atrito
Para o cálculo do fator de atrito é necessário conhecer a rugosidade relativa do
material. Considerando que a tubulação seja de aço comercial, de acordo com o a
Tabela de Rugosidade Relativa (Anexo L), esse valor é de 0,05 mm.
Para 100 metros de tubulação a perda de carga é:
125
Portanto, como ΔP ficou inferior a 0,1 bar e de acordo, com a Tabela de
velocidade econômica de líquidos de processo (Anexo K), essa configuração pode
ser utilizada.
RECALQUE
a) Cálculo da vazão volumétrica
b) Determinação da velocidade econômica
De acordo com o Anexo K, a velocidade econômica para líquidos não-
saturados está na faixa entre 1 e 3 m/s para o recalque. Portanto será utilizada a
velocidade de 1,5 m/s.
c) Determinação da área
126
d) Cálculo do diâmetro teórico:
e) Determinação do diâmetro interno
De acordo com o Anexo J, para uma tubulação de 8 polegadas SCHEDULE
40, o diâmetro interno é:
f) Com o diâmetro determinado, o próximo passo é recalcular a área
127
g) Recálculo da velocidade econômica
h) Cálculo do Número de Reynolds
i) Cálculo do fator de atrito
Para o cálculo do fator de atrito é necessário conhecer a rugosidade relativa do
material. Considerando que a tubulação seja de aço comercial, de acordo com o a
Tabela de Rugosidade Relativa (Anexo L), esse valor é de 0,05 mm.
128
Para 100 metros de tubulação a perda de carga é:
Portanto, como ΔP ficou entre 0,23 e 0,7 bar e de acordo, com a Tabela de
velocidade econômica de líquidos de processo (Anexo K), essa configuração pode
ser utilizada.
Considerando que a bomba é afogada, tenha 5 metros de sucção + 1 joelho,
2 metros de recalque + 1 válvula gaveta, é possível calcular o ΔP real.
129
Como 1 Pa corresponde a 1,02 x 10-4 m.c.a, as pressões que estiverem em
Pascal serão multiplicadas por este valor para fazer a conversão.
Portanto a Potência requerida para a bomba é de aproximadamente 1,85 hp.
130
Para o cálculo do NPSH é necessário conhecer a pressão de vapor do fluido.
Dessa forma será utilizada a pressão de 0,336 m.c.a para uma temperatura de 25
°C.
De acordo com a curva de bomba (Anexo M), o NPSH requerido é em torno
de 8 m, portanto a bomba não vai cavitar.
F100: Peneira de Gradeador Fino
Este equipamento tem por função reter partículas com diâmetro superior a 2
cm, por isso será utilizada uma peneira com Mesh 9.
vazãocorrente 20 = 416,67 m³/h
W100 e W200 apresentam seu dimensionamento juntamente com o Balanço
de energia.
131
ANEXO A
FLUXOGRAMA DO PROCESSO
ANEXO B
DIAGRAMA DE TUBULAÇÃO E INSTRUMENTAÇÃO
ANEXO C
LAYOUT
ANEXO D
LISTA DE EQUIPAMENTOS
Tabela 6 - Lista de equipamentos TAG Quantidade Descrição
B100 1
Tanque Pulmão
Capacidade: 340,45 m³
Aço Inox
B300 1
Tanque com agitação
Capacidade: 18,30 m³
Aço Inox
B310 1
Tanque com agitação
Capacidade: 60,63 m³
Aço Inox
B320 1
Tanque com agitação
Capacidade: 7,6 m³
Aço Inox
B400 1
Caçamba
Capacidade: 1,23 m³
Aço Inox
B410 1
Caçamba
Capacidade: 25,89 m³
Aço Inox
B420 1
Caçamba
Capacidade: 5,21 m³
Aço Inox
B500 1 Tanque com agitação
Aço Inox
B600 1
Tanque Pulmão
Capacidade: 572,12 m³
Aço Inox
F100 1
Peneira de Gradeador Fino
Capacidade: 840 m³
Mesh 9
Aço Inox
H100 1 Rosca Transportadora Horizontal
Capacidade: 1 m³/h
H110 1 Rosca Transportadora Inclinada
Capacidade: 1 m³/h
H120 1 Rosca Transportadora Horizontal
Capacidade: 19,20 m³/h
H130 1 Rosca Transportadora Inclinada
Capacidade: 19,20 m³/h
H140 1 Rosca Transportadora Horizontal
Capacidade: 3,17 m³/h
Tabela 7 - Lista de equipamentos (continuação)
H150 1 Rosca Transportadora Inclinada
Capacidade: 3,17 m³/h
P100 3
Bomba Centrífuga
Capacidade: 138,9 m³/h
Potência: 40 kW
Aço inox
P110 3
Bomba Centrífuga
Capacidade: 138,9 m³/h
Potência: 40 kW
Aço inox
P120 4
Bomba Centrífuga
Capacidade: 76,84 m³/h
Aço Inox
P130 4
Bomba Centrífuga
Capacidade: 54,81 m³/h
Aço Inox
P140 1
Bomba Centrífuga
Capacidade: 170,23 m³/h
Aço Inox
P150 1
Bomba Centrífuga
Capacidade: 283,49 m³/h
Aço Inox
P160 1
Bomba Centrífuga
Capacidade: 286,06 m³/h
Aço Inox
P200 1 Bomba de Vácuo
S100 1
Centrífuga com peneira
Capacidade: 3,19 m³
Aço Inox
S110 1
Centrífuga com peneira
Capacidade: 36,71 m³
Aço Inox
S120 1
Centrífuga com peneira
Capacidade: 6,17 m³
Aço Inox
W100 1
Trocador de Calor Contracorrente
Área de troca térmica: 60,86 m²
Aço Inox
W200 1
Trocador de Calor Contracorrente
Área de troca térmica: 294,55 m²
Aço Inox
Tabela 8 - Lista de equipamentos (continuação)
W200 1
Trocador de Calor Contracorrente
Área de troca térmica: 294,55 m²
Aço Inox
W300 4
Evaporador Múltiplos Efeitos a Vácuo
Área de troca térmica: 359,02 m²
Aço inox
W310 4
Evaporador Múltiplos Efeitos a Vácuo
Área de troca térmica: 359,91 m²
Aço Inox
W320 4
Evaporador Múltiplos Efeitos a Vácuo
Área de troca térmica: 354,37 m²
Aço Inox
W400 1 Placa de Evaporação
Área: 113.220,0 m²
W410 1 Placa de Evaporação
Área de troca térmica: 16.124,375 m²
W420 1 Placa de Evaporação
Área de troca térmica: 4915 m²
Z100 1
Moinho de Bolas
Capacidade: 1,23 m³
Aço Inox
Z110 1
Moinho de Bolas
Capacidade: 26,58 m³
Aço Inox
Z120 1
Moinho de Bolas
Capacidade: 5,21 m³
Aço Inox
ANEXO E
LISTA DE INSTRUMENTAÇÃO
Tabela 9 - Lista de Instrumentação TAG Quantidade Descrição Observação
HM +-
3 Válvula com intervenção manual Ação efetuada na sala
de controle
H1030
H1031
H1032
LISA+ 1 Indicador de nível, segurança e alarme
Ação efetuada na sala
de controle L1010
NM + -
6 Acionador elétrico com intervenção
manual
Ação efetuada na sala
de controle
N1010
N1011
N1012
N1030
N1031
N1032
NO+
6 Acionador elétrico, iluminação e alarme
N1010
N1011
N1012
N1030
N1031
N1032
VC30
3 Válvula de controle VC31
VC32
VG 6 Valvulá gaveta
VR10
3 Válvula de Retenção VR20
VR30
ANEXO F
LISTA DE UTILIDADES
1 – Vapor
Caldeira
Capacidade = ? ? ?
Pressão= ? ? ?
ANEXO G
TABELA DE CONVERSÃO DE °Be PARA g/L
Tabela 10 - Tabela de conversão de °Be para g/L
°Be NaCl Ca(SO4)2 Mg(SO4)2 MgCl2 Litro
3 30,2 1,76 5,18 3,3 1000
4 32,8 1,91 5,63 3,58 920
5 38,9 2,27 6,69 4,26 774
6 46,6 2,76 8 5,1 647
7 55,9 3,25 9,59 6,11 540
8 63,4 3,69 11,88 6,93 476
9 71,5 4,17 12,27 7,82 422
10 81,3 4,74 13,96 8,89 371
11 92 5,36 15,79 10,06 328
12 102,6 5,98 17,61 11,22 294
13 113,4 6,61 19,47 12,4 266
14 124,2 7,24 21,31 13,52 243
15 135,9 7,92 23,33 14,86 222
16 148,6 7,72 25,51 16,25 203
17 162,2 7,02 27,84 17,74 186
18 176,5 6,32 30,29 19,29 171
19 189,9 5,62 32,57 20,75 159
20 203,9 4,92 35 22,29 148
21 217,1 4,1 37,3 23,7 139
22 232,1 3,5 39,8 25,3 130
23 247,3 3,3 42,4 27 122
24 260,1 3 44,6 28,4 116
25 269,4 2,3 46,9 29,4 112
26 280 2 31,7 33 100
27 269,5 1,6 30,5 51,5 64
28 252,2 1,1 116,3 75 44
29 229 0,7 141,1 91,6 36
30 223,2 0 168,3 110 31
31 323,8 0 185,52 122,2 27
Fonte: AlLBUQUERQUE, 2009.
ANEXO H
DIAGRAMA DE DUHRING PARA CLORETO DE SÓDIO E ÁGUA
Figura 15 - Diagrama de Duhring Fonte: THE NEW ZEALAND INSTITUTE OF FOOD SCIENCE & TECHNOLOGY
INC., (sem ano).
ANEXO I
COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERÊNCIA DE CALOR (U)
Figura 16 - Coeficiente Global de Transferência de Calor Fonte: PERRY e CHILTON, 1980.
Figura 17 - Coeficiente Global de Transferência de Calor (cont) Fonte: UNIVERSIDADE REGIONAL DE BLUMENAU, (sem ano)
ANEXO J
TABELA DE DIÂMETROS NOMINAIS PADRONIZADOS
Tabela 11 – Diâmetros Nominais
Fonte: PERRY e CHILTON, 1980.
Tabela 12 – Diâmetros Nominais (continuação)
Fonte: PERRY e CHILTON, 1980.
Tabela 13 – Diâmetros Nominais (continuação)
Fonte: PERRY e CHILTON, 1980.
ANEXO K
TABELA DE VELOCIDADES ECONÔMICAS PADRONIZADAS
Tabela 14 - Tabela de velocidades econômicas
Fonte: UNIVERSIDADE REGIONAL DE BLUMENAU, ([sem ano]).
ANEXO L
TABELA DE RUGOSIDADE RELATIVA
Tabela 15 - Tabela de Rugosidade Relativa
Fonte: GOMIDE, 1983
ANEXO M
CURVA DE BOMBA
Figura 18 - Curva de bomba Fonte: KSB BRASIL, (sem ano)
ANEXO N
FICHAS DE SEGURANÇA
Figura 19 - Ficha de segurança do Cloreto de Magnésio Fonte: DOMINGOS ARAÚJO NETO, (sem ano)
Figura 20 - Ficha de Segurança do NaCl Fonte: M-I DRILLING FLUIDS DO BRASIL LTDA, (sem data).
Figura 21 - Ficha de segurança do Iodeto de Potássio Fonte: F. MAIA IND. E COM. LTDA, (sem ano)
Figura 22 - Características Físico-químicas do Sulfato de Cálcio Fonte: MERCK KGAA, (sem ano)
Figura 23 - Ficha de segurança do Sulfato de Magnésio Fonte: NITROGENIUS PRODUTOS QUÍMICOS, (sem ano).