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INSTITUTO SUPERIOR DE ENGENHARIA DA LISBOA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA QUÍMICA SECÇÃO 10 TECNOLOGIA INDUSTRIAL Modelação e Simulação de Unidades Processuais (Módulo 4) Extracção Líquido-Líquido e Absorção Gasosa Teodoro Trindade Valério Palmeira João Miguel Silva Paulo Anastácio Lisboa, Setembro 2005

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INSTITUTO SUPERIOR DE ENGENHARIA DA LISBOA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA QUÍMICA

SECÇÃO 10 – TECNOLOGIA INDUSTRIAL

Modelação e Simulação de Unidades Processuais

(Módulo 4) Extracção Líquido-Líquido

e Absorção Gasosa

Teodoro Trindade

Valério Palmeira

João Miguel Silva

Paulo Anastácio

Lisboa, Setembro 2005

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ÍNDICE

Módulo 4 – Extracção Líquido-Líquido e Absorção Gasosa Sumário e Objectivos do Módulo

1. Introdução à Extracção Líquido-Líquido 1 1.1. Selecção do Solvente 1 1.2. Selecção das Condições de Extracção 2 1.3. Selecção do Modo de Operação 3

1.3.1. Operação em Corrente Cruzada 3 1.3.2. Operação em Contracorrente 3

1.4. Selecção do Tipo de Extractor 4 1.5. Critérios de Dimensionamento 5 1.6. Conclusões 6

2. Extracção Líquido-Líquido, Parte Experimental 7

2.1. Extracção Simples (1ª Parte) 7 2.2. Extracção Simples em Dois Estágios (2ª Parte) 9 2.2. Extracção em Coluna (3ª Parte) 10

3. Introdução à Absorção Gasosa 15

3.1. Absorção Gasosa em Contracorrente 15 3.2. Razão Mínima Líquido/Gás para Absorção 18 3.3. Absorção Gasosa em Cocorrente 19 3.4. Selecção do Solvente para a Absorção Gasosa 19 3.5. Regeneradores de Gás em Contracorrente 20 3.6. Integração da Absorção e da Regeneração 21

4. Absorção Gasosa, Parte Experimental 22

4.1. Enunciado do Problema 22 4.2. Sequência de Implementação no Simulador 22 4.3. Torres de Arrefecimento (exercício de aplicação) 25

Sumário e Objectivos do Módulo:

Com o presente trabalho pretende-se descrever os parâmetros mais importantes a considerar na concepção e optimização de sistemas de extracção líquido-líquido (Capítulo 1), absorção gasosa (scrubbers) e regeneradores (strippers). São efectuados estudos de extracção líquido-líquido num único estágio, em múltiplos estágios e em colunas, avaliando a influência da variação da temperatura e caudal de solvente na eficiência de recuperação dos solutos (Capítulo 2).

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Módulo 4 Extracção Líquido-Líquido e Absorção Gasosa

1. Introdução à Extracção Líquido-Líquido Os extractores líquido-líquido constituem vulgarmente uma pequena parte dos processos produtivos, por vezes porque não são bem compreendidos mas também porque geralmente representam operações insignificantes dentro do esquema de produção global. No entanto, em certos casos, são alcançadas poupanças significativas com a introdução e optimização destes sistemas de extracção. A extracção líquido-líquido é a operação de transferência de massa na qual uma solução líquida (a alimentação), entra em contacto com um líquido imiscível ou pouco miscível (o solvente), o qual possui afinidade preferencial (ou selectividade) para um ou mais componentes da alimentação. Duas correntes resultam deste contacto, o EXTRACTO que é a solução rica em solvente contendo o soluto que se deseja extrair, e o REFINADO que é a solução de alimentação residual contendo uma menor quantidade de soluto. Ao se pretender optimizar uma operação de extracção líquido-líquido é necessário ponderar cuidadosamente as seguintes questões principais: i) selecção do solvente, ii) condições de operação, iii) modo de operação, iv) tipo de extractor e v) critérios de dimensionamento. 1.1. Selecção do Solvente Os solventes diferem nas capacidades de extracção dependendo da sua estrutura química e da estrutura química dos solutos. É possível encontrar na bibliografia1 listagens de parâmetros de interacção de grupos substituintes orgânicos, a partir dos quais se pode identificar o(s) grupo(s) funcional(is) no solvente adaptados a determinado soluto. Uma vez identificado o grupo funcional, os possíveis solventes podem ser testados em laboratório. O coeficiente de distribuição e a selectividade são os mais importantes parâmetros que governam a selecção do solvente. O coeficiente de distribuição (ou coeficiente de partição) para um componente (A) é definido como a razão de concentrações de A na fase extracto e na fase de refinado. A selectividade pode ser definida como a capacidade do solvente retirar o componente desejado da mistura de alimentação, quando comparada com outros componentes. As propriedades desejadas nos solventes são: i) elevados valores de coeficientes de distribuição, ii) boas selectividades para o soluto, iii) baixa ou nenhuma miscibilidade na solução de alimentação, e iv) fácil recuperação do solvente para reciclo.

1 Robbins, Chem. Eng. Prog., 76(10), 58-61 (1980)

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Quadro 1. Solventes para a extracção de ácido acético.

SOLVENTE COEF. DISTRIBUIÇÃO ( 20ºC )

MISCIBILIDADE EM ÁGUA ( % Massa a 20ºC )

N-BUTANOL 1,6 > 10 ACETATO DE ETÍLO 0,9 10

METILISOBUTIL CETONA 0,7 2,0 TOLUENO 0,06 0,05

N-HEXANO 0,01 0,015

Mesmo os bons solventes apresentam alguma miscibilidade na solução de alimentação (Quadro 1), em consequência disso, ao se extrair grandes quantidades de soluto, o solvente pode também extrair quantidades significativas da solução de alimentação. Outros factores que afectam a selecção do solvente são o ponto de ebulição, a densidade, a tensão superficial, a viscosidade, a corrosividade, a inflamabilidade, a toxicidade, a estabilidade química e térmica, a compatibilidade com o produto, a disponibilidade no mercado e o custo. Para um processo existente, a substituição do solvente é vulgarmente o último recurso porque isto implica regressar à triagem laboratorial do solvente e das condições operatórias. No entanto, as alterações na regulamentação ambiental e considerações de ordem económica, têm induzido frequentemente a necessidade de melhorar os processos em termos de recuperação do soluto. Todavia a actual disponibilidade de solventes específicos com melhores características que os convencionais em termos económicos e de desempenho para vários processos de extracção, podem fornecer incentivos adicionais à mudança do solvente. 1.2. Selecção das Condições de Extracção Dependendo da natureza do processo de extracção, a temperatura, o pH e o tempo de residência, podem afectar o rendimento e a selectividade da operação. A pressão do sistema tem geralmente um efeito desprezável na extracção e por isso a maior parte delas ocorre à pressão atmosférica, com excepção das regidas por condicionalismos da pressão de vapor. A temperatura pode ser usada como variável para alterar a selectividade. Igualmente, temperaturas elevadas são por vezes usadas de modo a manter a viscosidade baixa e com isso minimizar a resistência à transferência de massa. Outro parâmetro a considerar é a eventual precipitação de sólidos no extractor, a qual deve ser evitada. O pH é importante nas extracções de metais e nas bio-extracções. Nestas últimas (por exemplo na da penicilina) e nas de alguns agro-químicos, o pH é ajustado para aumentar o coeficiente de distribuição e minimizar a degradação do produto. Nas extracções de metais, o efeito do pH é justificado por considerações de ordem cinética. Em extracções onde existe dissociação das moléculas orgânicas, o pH pode desempenhar um papel importante, como por exemplo na separação de cresois. Por vezes, o solvente pode participar em reacções indesejáveis sob certas condições de pH (por exemplo, o acetato de etilo pode sofrer hidrólise formando ácido acético e etanol, na presença de ácidos minerais).

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O tempo de residência é outro parâmetro importante sobretudo em processos de extracção reactiva (separações de metais, extracção de formaldeido de correntes aquosas), e em processos envolvendo componentes de baixa estabilidade (antibióticos e vitaminas). 1.3. Selecção do Modo de Operação Os extractores podem genericamente ser operados em corrente cruzada ou em contracorrente. Vamos seguidamente comparar estas duas configurações. 1.3.1. Operação em Corrente Cruzada O modo de corrente cruzada é principalmente usado em operações descontínuas (batch). Os extractores batch têm sido tradicionalmente usados em processos de baixa capacidade que envolvem multiprodutos, tais como os existentes nas indústrias farmacêutica e agro-química. Para operações de lavagem e neutralização que requerem poucos andares, a operação em corrente cruzada é particularmente prática e económica, oferecendo grande flexibilidade. O equipamento de extracção é vulgarmente um tanque agitado que em simultâneo também pode ser usado para a etapa reaccional. Nesses tanques, o solvente é adicionado à corrente de alimentação, o conteúdo é misturado, deixa-se decantar e por fim é separado. Um andar de extracção simples é usado quando a extracção é relativamente simples e pode ser conseguida sem grande quantidade de solvente. Se for necessário mais do que um estágio, são efectuadas várias lavagens com solvente fresco. 1.3.2. Operação em Contracorrente Para operar com grandes volumes é mais eficiente utilizar colunas ou misturadores/decantadores em contracorrente. A operação em contracorrente mantém o gradiente de concentrações (“driving force” da extracção) e assim permite performances óptimas. As equações que descrevem a transferência de massa em contracorrente tornam-se mais complexas com o aumento do número de pratos. Pode ser demonstrado que para um estágio n, a concentração de refinado (XR) será dada pela seguinte expressão:

XR = XF × KP S

F − 1

⎝⎜⎛

⎠⎟⎞

KP S

Fn+1

− 1 ( 1 )

onde XF representa a concentração de soluto na alimentação (base mássica), S a quantidade de solvente (massa), F a quantidade de alimentação (massa), e KP o coeficiente de partição (equilíbrio) definido como o quociente das concentrações mássicas de soluto no extracto (YE) e no refinado (XR). A quantidade mínima de solvente necessária para obter qualquer concentração de refinado XR, pode ser determinada através da equação anterior, por um processo de cálculo iterativo.

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O termo adimensional (KP S/F), incluído na equação anterior, é denominado FACTOR DE EXTRACÇÃO (E), e é um importante parâmetro no dimensionamento dos processos de extracção. Para um dado número de pratos na coluna, quanto maior for o valor do factor E, maior será a redução na concentração de soluto existente na corrente de alimentação e portanto mais fácil será a extracção. Sistemas com valores de E inferiores a 1,3 em geral não são aplicáveis industrialmente. 1.4. Selecção do Tipo de Extractor Os extractores comercialmente relevantes podem ser classificados nas seguintes categorias genéricas: i) misturadores/decantadores, ii) dispositivos centrífugos, iii) colunas de contacto (estáticas) e iv) colunas de contacto (dinâmicas). Os misturadores/decantadores, como o nome indica, são usualmente uma série de tanques (estáticos ou agitados), separados por unidades de decantação. Estes são principalmente usados na indústria metalúrgica onde são necessários elevados tempos de contacto e de mistura nos processos de extracção reactiva. Em modo de operação descontínuo, os misturadores/decantadores podem ser simples reservatórios onde a alimentação e o solvente são misturados e separados. Sempre que se justifique, esta operação é repetida com solvente fresco para aumentar a quantidade de soluto extraído (modo de corrente cruzada). Os extractores centrífugos são máquinas rotativas de alta velocidade que possuem a vantagem de terem baixos tempos de residência. O número de estágios num dispositivo centrífugo é usualmente limitado a um, mas já vão sendo vulgares dispositivos com múltiplos estágios. Estes extractores são maioritariamente usados na indústria farmacêutica. As colunas de extracção em contracorrente são as mais usuais na indústria química. Elas podem ser estáticas ou agitadas, e para cada uma existem várias variantes disponíveis no mercado, possuindo cada uma delas vantagens particulares. Dos factores que afectam a selecção do extractor, os mais importantes a considerar são o número de pratos (andares de contacto) necessários, as propriedades dos fluidos e considerações operatórias, incluindo segurança e manutenção. No Quadro 2 faz-se a comparação de capacidades e características de diferentes tipos de extractores.

Quadro 2. Comparação de algumas propriedades dos principais tipos de extractores.

PROPRIEDADE MISTURADORDECANTADOR

EXTRACTOR CENTRÍFUGO

COLUNA ESTÁTICA

COLUNA AGITADA

NÚMERO DE ANDARES Baixo Baixo Médio Elevado CAUDAL Elevado Baixo Médio Médio

TEMPO DE RESIDÊNCIA Muito Elevado Muito Baixo Médio Médio TENSÃO SUPERFICIAL Média/Elevada Baixa/Média Baixa/Média Média/Elevada

VISCOSIDADE Baixa/Elevada Baixa/Média Baixa/Média Baixa/ElevadaDIF. DE DENSIDADE Baixa/Elevada Baixa/Média Baixa/Média Baixa/Elevada

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1.5. Critérios de Dimensionamento A função básica de um equipamento de extracção é misturar as duas fases, formar e manter gotas de fase dispersa e proceder à separação das fases. É fundamental fornecer a quantidade de mistura adequada. Uma mistura insuficiente provoca a formação de gotas grandes com redução na área interfacial (a área de contacto entre as fases varia com o quadrado do diâmetro da gota). Isto reduz a transferência de massa e baixa a eficiência dos pratos. Elevada agitação (mais mistura) minimiza a resistência à transferência de massa durante extracção (e as reacções) mas contribui para a formação de emulsões ou gotas muito pequenas e difíceis de decantar. As colunas de extracção estáticas dependem inteiramente do enchimento e das velocidades de escoamento do fluido para gerar a turbulência e as gotas. No entanto estão condicionadas a um valor mínimo de caudal de pelo menos uma das fases. As colunas agitadas possuem maior flexibilidade operatória uma vez que a energia específica fornecida pela agitação pode ser regulada para a maior parte dos sistemas que compõem este tipo de colunas. A mistura axial (ao longo do comprimento da coluna) em colunas de contacto reduz a eficiência dos andares. A colocação de chicanas ou arranjos semelhantes são vulgares, tendo estas como objectivo minimizar a mistura axial quer em colunas estáticas quer em colunas agitadas. É igualmente importante evitar gradientes de temperatura nas colunas para reduzir as correntes térmicas que contribuem para a mistura axial. As características de decantação (separação de fases) dependem das propriedades do fluido (diferenças de densidade, tensão superficial e viscosidade da fase contínua), e da intensidade da mistura. A decantação em unidades batch agitadas é promovida pela paragem da agitação. Em colunas contínuas, a secção de decantação pode fazer parte do extractor ou ser um equipamento separado, localizado a jusante do extractor. As emulsões são geralmente formadas como resultado de uma sobreagitação e em alguns casos, a decantação necessita decorrer durante longos períodos. As emulsões podem também ser formadas, devido à natureza dos compostos químicos envolvidos ou devido à existência de contaminantes que baixem substancialmente a tensão superficial. Por vezes são adicionados coagulantes para evitar ou minimizar o efeito das emulsões. Em extractores contínuos, a criação de emulsões é menos gravosa uma vez que a distribuição de tamanhos de gota ideais pode ser alcançada a baixas velocidades de agitação numa coluna de menor diâmetro. A selecção das fases dispersa e contínua pode ter efeito na formação de emulsões, e a regulação dos caudais ou intensidade da agitação permite por vezes reduzir ou eliminar a sua formação. Variando a temperatura de extracção pode-se igualmente controlar a formação de emulsões. Em colunas de extracção, a fase com menor viscosidade (menor resistência ao escoamento), é geralmente escolhida como fase contínua. Note que a fase com maior caudal pode ser a dispersa para criar uma maior área interfacial e turbulência. Estas questões devem ser acompanhadas pela selecção de um material de construção apropriado e com características molhantes adequadas. Em geral, as fases aquosas “molham” as superfícies metálicas e as fases orgânicas “molham” as superfícies não metálicas. A alteração das propriedades físicas e de escoamento ao longo do comprimento do extractor deve também ser considerada no dimensionamento da unidade. A escolha da fase contínua não é geralmente possível em processos batch, uma vez que a fase em maior quantidade usualmente constitui a fase contínua.

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1.6. Conclusões Como se referiu anteriormente, existem muitos factores que afectam a eficiência das extracções. Os testes laboratoriais e em escala piloto são fundamentais no dimensionamento e optimização das unidades. O estudo pode vulgarmente incluir um ciclo iterativo, envolvendo a experimentação laboratorial seguida pela simulação numérica do processo e dimensionamento. Na maior parte dos extractores industriais, existe uma larga margem de intervenção para a optimização do solvente e consumo de energia. Dimensionar um extractor é vulgarmente uma criteriosa ponderação entre custos de investimento (valor do equipamento) e custos de operação (gastos com o funcionamento). Em processos de extracção típicos, cerca de 3 % dos custos operatórios referem-se ao extractor, com os restantes 97 % afectos à recuperação do solvente. Assim, é de importância extrema considerar todos os aspectos ligados à recuperação do solvente numa fase inicial de dimensionamento (e projecto) uma vez que ela representa um papel importante na estrutura económica (e eventualmente na viabilidade) do processo global.

Figura 1. Diagrama de um sistema genérico de extracção líquido-líquido

com unidade de recuperação do solvente e tratamento do refinado.

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2. Parte Experimental da Extracção Líquido-Líquido A extracção líquido-líquido é uma técnica que permite separar componentes de uma mistura líquida colocando-a em contacto com um segundo líquido, no qual é imiscível ou só parcialmente miscível, e que é capaz de remover selectivamente, um ou mais compostos da mistura. A separação ocorre devido ao facto de certas substâncias serem mais solúveis no solvente utilizado do que na solução onde estavam previamente contidos (alimentação), havendo uma dissolução preferencial destes compostos da solução inicial para o solvente. No presente exercício estudaremos a extracção do ácido acético (CH3COOH) existente numa mistura aquosa, utilizando como solvente o benzeno (C6H6). Este estudo será realizado em três fases: EXTRACÇÃO SIMPLES (1ª PARTE), EXTRACÇÃO EM DOIS ESTÁGIOS (2ª PARTE) e EXTRACÇÃO EM COLUNA (3ª PARTE). Pretende-se remover o ácido acético existente numa solução aquosa utilizando o benzeno como solvente num processo de extracção líquido-líquido. A corrente de alimentação ao extractor (20ºC e 1 atm), possui um caudal de 100 kg/h, sendo constituída por uma solução aquosa de ácido acético (HAc) a 40 % (p/p). A corrente de solvente, contém benzeno puro e é também alimentada ao extractor a 20ºC e 1 atm. 2.1. Extracção Simples (1ª Parte) A separação é efectuada utilizando um extractor simples (3-Phase Separator), de acordo com o esquema apresentado na figura seguinte.

Figura 2. Sistema de extracção simples (estágio único).

1. Implemente no simulador o processo de extracção simples como o representado na figura

anterior (Figura 2). Como “Property Package” seleccione a equação NRTL. 2. Avalie a variação da massa de HAc recuperada através da construção de um “Case Study”,

para caudais de solvente entre 100 e 6 000 kg/h. Registe os valores obtidos no quadro seguinte e discuta os resultados2.

2 Poderá utilizar uma folha de cálculo (por exemplo, Excel) para registar os resultados obtidos nesta e nas alíneas seguintes para posterior comparação.

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Caudal de Solvente (kg/h) 100 1 000 3 000 6 000

Caudal de HAc na Fracção Pesada (kg/h)

Caudal de HAc na Fracção Leve (kg/h)

3. Efectue o estudo da influência da temperatura na variação da massa de HAc recuperada.

Considere um caudal de solvente de, por exemplo, 1 000 kg/h. Para efectuar este estudo utilize a função lógica SET, de forma a garantir que as correntes Alimentação e Solvente possuem a mesma temperatura (Figuras 3, 4 e 5). Construa um outro “Case Study” no qual se represente a variação do caudal mássico de HAc na corrente Fracção Leve (e na corrente Fracção Pesada), com a temperatura das correntes de entrada. Considere a gama de temperaturas entre 10 e 50ºC. Registe no quadro os valores obtidos e retire conclusões dos resultados obtidos.

Figura 3. Sistema de extracção simples com ajuste da temperatura.

Figura 4. Página Connections da

função lógica SET. Figura 5. Página Parameters da

função lógica SET.

Temperatura (ºC) 10 30 40 50

Caudal de HAc na Fracção Pesada (kg/h)

Caudal de HAc na Fracção Leve (kg/h)

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4. Para a extracção à temperatura mais favorável, considerando um caudal de 100 kg/h de alimentação (F) e 1 000 kg/h de solvente puro (S), determine o coeficiente de partição (KP) e o factor de extracção (E).

T YE XR KP = YE/XR E = KP S/F

2.2. Extracção Simples Em Dois Estágios (2ª Parte) Nesta segunda etapa, utilizaremos dois extractores simples montados em série e em modo de corrente cruzada, de acordo com o esquema apresentado seguidamente (Figura 6).

Figura 6. Diagrama de uma extracção simples em dois estágios.

5. No mesmo ficheiro utilizado anteriormente (1ª PARTE), implemente o sistema de extracção

representado na figura anterior. Atribua à corrente Alimentação* uma temperatura de 20ºC e um caudal de 100 kg/h (40 % p/p de ácido acético), e à corrente Solvente* uma temperatura de igualmente 20ºC e um caudal de 1 000 kg/h (benzeno puro).

6. Para maximizar a massa de HAc recuperada, estude qual a melhor razão entre os caudais de

solvente de cada um dos dois extractores (Solvente-1 e Solvente-2), garantindo que o caudal total de solvente é fixo (por exemplo 1 000 kg/h).

Figura 7. Página de especificação da razão de separação

do caudal de solvente pelos dois extractores (TEE-100).

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Para efectuar este estudo, é necessário variar a razão de separação (Splits) de caudais na unidade TEE-100 (Figura 7), de forma manual ou automaticamente através de um Case Study. Registe os valores obtidos no quadro seguinte. Que conclusões retira sobre a melhor razão de separação dos caudais de solvente?

Razão de Separação 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9

Solvente no Extractor-1 (kg/h)

HAc na Corrente Extracto (kg/h)

7. Tal como no caso anterior, avalie a variação da massa de HAc recuperada para caudais de

solvente entre 100 e 6 000 kg/h. Ajuste na unidade TEE-100 a razão de separação óptima para os caudais das correntes Solvente-1 e Solvente-2, determinado anteriormente. Registe os resultados obtidos no quadro seguinte.

Caudal Total de Solvente (kg/h) 100 1 000 3 000 6 000

Caudal de HAc no Refinado (kg/h)

Caudal de HAc no Extracto (kg/h)

Compare estes resultados com os obtidos anteriormente, através de uma extracção simples num único estágio, usando a mesma quantidade de solvente. 2.3. Extracção em Coluna (3ª Parte) Nesta terceira etapa utilizaremos uma coluna de extracção líquido-líquido (Liquid-Liquid Extractor), com 10 pratos teóricos operando sem gradiente de pressão e à temperatura ambiente.

Figura 8. Unidade de extracção em coluna.

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8. De novo no mesmo ficheiro, introduza no PFD a unidade que representa a coluna de extracção líquido-líquido. Defina o número de pratos teóricos e a designação correntes de entrada e de saída da coluna (Figura 9), assim como a pressão de funcionamento (Figura 10).

Figura 9. Primeira página do setup

da coluna de extracção. Figura 10. Segunda página do setup

da coluna de extracção. 9. Defina as características das correntes Feed e Solvent, respectivamente, a partir das correntes

Alimentação* e Solvente* (“Define From Other Stream ...”). Na coluna, repita o estudo efectuado anteriormente, fazendo variar o caudal do solvente entre 100 e 6 000 kg/h (mantenha o caudal da corrente Feed constante e igual a 100 kg/h). Registe os valores no quadro seguinte e compare com os obtidos anteriormente. Que conclusões pode retirar dos resultados?

Caudal de Solvente (kg/h) 100 1 000 3 000 6 000

Caudal de HAc no Refinado (kg/h)

Caudal de HAc no Extracto (kg/h)

10. Mantendo o caudal de solvente constante e igual a 1 000 kg/h, avalie como a alteração do número de pratos da coluna de extracção influência a recuperação do ácido na corrente de extracto. Aconselha-se a introdução de uma especificação de recuperação (não activa) na coluna (Column Component Recovery), introduzida na página Monitor do Design.

Figura 11. Especificação de recuperação

do ácido no extracto da coluna. Figura 12. Página Monitor do Design

da coluna de extracção.

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Registe no quadro e no gráfico seguintes a recuperação de ácido acético na corrente de extracto, conseguida para diferentes valores de número de pratos teóricos da coluna de extracção. Que conclusões retira dos valores obtidos?

Nº Pratos 1 2 5 10 20 50

Recuperação (%)

40

50

60

70

80

90

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

NÚMERO DE PRATOS DA COLUNA

% R

EC

UP

ER

ÃO

QUESTÃO 1: Qual o caudal mínimo de solvente que permite recuperar para a corrente Extract,

90 % do ácido acético existente na corrente Feed da coluna de extracção? Como varia esse caudal mínimo com o número de pratos teóricos da coluna?

Por intermédio da função lógica ADJUST podemos regular o caudal mássico da corrente de solvente (source), até se alcançar um valor pretendido (target) para o caudal de ácido na corrente de extracto. Pretendendo-se recuperar 90 % (target value) o ácido da alimentação para o extracto, nesta corrente o caudal de HAc terá de ser igual a 36 kg/h (target value).

Figura 13. Coluna de extracção com ajuste

automático do caudal de solvente.

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Nº PRATOS 2 5 10 15 20 25

CAUDAL MÍNIMO DESOLVENTE (kg/h)

Figura 14. Página Connections

da função lógica ADJUST. Figura 15. Página Parameters

da função lógica ADJUST.

QUESTÃO 2: A água residual de um processo de produção de uma resina de fenol-formaldeido,

possui um caudal médio composto por 2 kmol/h de fenol (aproximadamente 9,6 % em massa) e 98 kmol/h de água. O fenol tem de ser removido antes da água ser lançada no sistema de colectores. Na corrente de refinado da coluna deve existir um máximo de 0,04 kmol/h de fenol para 98 kmol/h de água. O sistema de tratamento da água residual consiste numa coluna de extracção líquido-líquido com 3 pratos teóricos, utilizando tolueno como solvente. Considere todas as correntes de alimentação do extractor a 1 atm e 20ºC.

Figura 16. Diagrama do processo de tratamento da água residual.

O diagrama apresentado na Figura 16 representa o sistema de tratamento da água residual, no qual é possível identificar uma coluna de destilação atmosférica utilizada para recuperar o solvente e reciclá-lo à entrada da coluna de extracção. O condensador da coluna de destilação funciona em modo de condensação total, pretendendo-se recuperar na corrente de fundo 99 % do fenol com uma pureza mínima de 99 % (molar). A função lógica ADJUST é utilizada para ajustar o caudal da corrente de solvente de modo a que na corrente de refinado exista um máximo de 0,04 kmol/h de fenol.

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1. Implemente no simulador o diagrama do processo descrito anteriormente e representado na Figura 16. Utilize como property package a equação NRTL, com as especificações do modelo de actividade para a fase de vapor descritas pela equação de Virial.

2. Determine qual o caudal mínimo da corrente de solvente que garante a remoção pretendida do

fenol da água residual. 3. Qual é o consumo diário de tolueno fresco (corrente Tolueno) do processo? 4. Qual deverá ser o número mínimo de pratos teóricos da coluna de destilação para que a sua

razão de refluxo seja inferior a 1? 5. Estabeleça uma relação gráfica entre o consumo energético no condensador e no ebulidor, e o

número de pratos teóricos da coluna de destilação.

QUESTÃO 3: Construa no HYSYS o processo apresentado na Figura 17, o qual representa um

sistema de extracção em três estágios de contacto funcionando em contracorrente. Assuma para a corrente de alimentação de água residual, os valores introduzidos no caso anterior. Considere que a corrente de solvente é constituída por tolueno puro. Compare os resultados obtidos por este sistema, com os produzidos pela extracção em coluna (QUESTÃO 2).

Figura 17. Diagrama do processo de extracção em

contracorrente com três estágios de contacto. Construa um novo sistema de tratamento (igualmente em três estágios), no qual a alimentação de solvente fresco é dividida em três correntes as quais alimentam separadamente cada extractor (extracção em corrente cruzada). Determine a melhor razão de separação para as correntes de solvente. Compare os resultados com os obtidos na situação anterior (extracção em contracorrente).

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3. Introdução à Absorção Gasosa A absorção gasosa (também conhecida como “scrubbing”) é uma operação na qual uma mistura gasosa entra em contacto com um líquido tendo como objectivo a dissolução preferencial na fase líquida de um ou mais componentes da mistura gasosa. Desta forma existirá transferência de massa de pelo menos um componente do gás (soluto), da fase gasosa para a fase líquida. O soluto assim transferido diz-se absorvido pelo líquido. Na desadsorção gasosa (ou “stipping”) a transferência de massa ocorre na direcção oposta, isto é, da fase líquida para a fase gasosa. Os princípios físico-químicos que regem ambos os sistemas são idênticos. Existem dois tipos de processos de absorção: i) a ABSORÇÃO FÍSICA, e ii) a ABSORÇÃO QUÍMICA, dependendo se existe ou não reacção química entre o soluto e o solvente (absorvente). Quando a água e hidrocarbonetos são usados como absorventes, geralmente não ocorrem reacções entre o absorvente e o soluto, e o processo é vulgarmente designado como absorção física. Quando hidróxido de sódio aquoso (uma base forte) é usado como absorvente para dissolver um gás ácido, a absorção é acompanhada por uma rápida e irreversível reacção de neutralização na fase líquida e o processo é referenciado como absorção química (ou absorção reactiva). Exemplos mais complexos de absorção química, são os processos de absorção do CO2 e H2S com soluções aquosas de monoetanolamina (MEA), dietanolamina (DEA), dietilenoglicol (DEG) ou trietilenoglicol (TEG), onde ocorre uma reacção química na fase líquida. As reacções químicas podem aumentar a taxa de absorção, a capacidade de absorção dos solventes e a selectividade (dissolvendo preferencialmente certos componentes do gás, eventualmente convertendo substâncias nocivas em compostos inofensivos). 3.1. Absorção Gasosa em Contracorrente No interior de uma coluna, a transferência de massa ocorre à medida que o soluto (composto A) é absorvido pelo líquido. A Figura 18 representa um sistema deste tipo, onde y é a fracção molar de soluto A na fase gasosa, x a fracção molar de soluto A na fase líquida, G o caudal molar total da corrente gasosa (kmol/m2·s), e L o caudal molar total da corrente líquida (kmol/m2·s). Os produtos dos parâmetros G y e L x são os caudais molares de A no gás e no líquido respectivamente (kmol/m2·s) em qualquer ponto da coluna. As quantidades L e x (para o líquido) e G e y (para o gás) variam continuamente à medida que se movem ao longo da coluna, uma vez que o componente A está a ser permanentemente transferido da fase gasosa para a fase líquida. Assim, ao subir pela coluna, existe uma diminuição do caudal total de gás devido à redução da concentração de A na fase gasosa (G1 > G > G2 e y1 > y > y2). Ao mesmo tempo, a fase líquida ao descer pela coluna, aumenta o seu caudal devido ao aumento da concentração de A na fase líquida (L1 > L > L2 e x1 > x > x2). Em sistemas diluídos, o conteúdo de soluto é pequeno relativamente aos inertes não solúveis e líquido não volátil. Nestas situações podemos assumir que G = G1 = G2 = CONSTANTE e L = L1 = L2 = CONSTANTE.

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Figura 18. Diagrama de escoamento numa

coluna de absorção em contracorrente. As relações entre estas variáveis L, x, G e y correspondem à equação da LINHA OPERATÓRIA. Esta equação é obtida através de um balanço de massa efectuado a uma secção da coluna (ENVELOPE 1). Deste modo, em estado estacionário (ENTRA = SAI) :

G y + L1 x1 = L x + G1 y1 ( 2 )

Usando os pressupostos de sistemas diluídos, podemos simplificar a equação para obter:

G y = L x + G y1 − L x1 ( 3 )

y = ⎝⎜⎛

⎠⎟⎞

L G x + ⎝⎜

⎛⎠⎟⎞

G y1 − L x1

G ( 4 )

Uma vez que L e G se supõem como aproximadamente constantes, a linha operatória é uma recta na forma y = m x + c, com o declive dado por L/G (razão líquido/gás). A recta operatória liga dois pontos, o ponto 1 (x1,y1) representa as condições na base da coluna, e o ponto 2 (x2,y2) representa as condições no topo da coluna (Figura 18). Para soluções diluídas, a LINHA DE EQUILÍBRIO de solubilidade é também uma recta, representada pela LEI DE HENRY (y = m x), onde m é a constante da lei de Henry (Quadro 3). Quando estas duas linhas são traçadas num sistema de eixos coordenados representando as fracções molares do soluto, obtém-se o apresentado na Figura 19. Qualquer ponto P (x,y) na recta operatória representa o contacto gás-líquido para o qual é possível efectuar uma avaliação usando a denominada teoria dos dois filmes. Quanto maior for a distância entre a recta operatória e a linha de equilíbrio, maior será a diferença de concentrações para a transferência de massa, e portanto, mais fácil será a separação. Note que a linha operatória está sempre colocada acima da linha de equilíbrio.

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Quadro 3. Valores da constante da Lei de Henry (sistemas aquosos) para vários gases em função da temperatura.3

TEMPERATURA 0ºC 10ºC 20ºC 30ºC 40ºC

CO2 0,0728 0,104 0,142 0,186 0,233 CO 3,52 4,42 5,36 6,20 6,96

C2H6 1,26 1,89 2,63 3,42 4,23 C2H4 0,552 0,768 1,02 1,27 —

He 12,9 12,6 12,5 12,4 12,1 H2 5,79 6,36 6,83 7,29 7,51

H2S 0,0268 0,0367 0,0483 0,0609 0,0745 CH4 2,24 2,97 3,76 4,49 5,20 N2 5,29 6,68 8,04 9,24 10,4 O2 2,55 3,27 4,01 4,75 5,35

Figura 19. Representação gráfica da recta operatória

e da linha de equilíbrio de solubilidade. Na análise de sistemas de absorção gasosa, é fundamental conhecer o caudal mínimo de liquido que pode ser usado para uma dada separação, ou seja, para remover uma certa quantidade de soluto de um gás. Isto é conhecido como a RAZÃO MÍNIMA LÍQUIDO/GÁS.

3 Adaptado de "Transport Processes and Unit Operations", 3rd Ed., C.J. Geankoplis, pp.884

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3.2. Razão Mínima Líquido/Gás para Absorção À entrada da coluna, o gás possui uma fracção molar de soluto igual a y1, a qual é reduzida até y2 na saída. Através de um balanço de massa ao soluto no gás, determina-se a quantidade a remover como igual a G (y1 − y2). A quantidade mínima de líquido (LMIN) que pode remover essa quantidade de soluto (G (y1 − y2)), é designada por caudal mínimo de líquido, vulgarmente expressa em termos da razão líquido/gás (LMIN/G).

Figura 20. Determinação gráfica da razão mínima

líquido/gás para sistemas de absorção. A compreensão do efeito da redução do caudal de líquido requer a análise da equação da recta operatória (Figura 20). As condições no topo da coluna (PONTO D) são normalmente conhecidas (x2 é a fracção molar do líquido à entrada, e y2 a fracção molar do gás à saída). Deste modo o PONTO D é fixo. A fracção molar de gás na entrada y1 também é conhecida mas a fracção molar do soluto no líquido à saída x1 depende obviamente do caudal de líquido utilizado. Para a mesma quantidade de soluto a remover, usando uma grande quantidade de líquido, resultará num pequeno valor para x1 (e vice-versa). Então, quando o caudal de líquido varia, as condições na base da coluna variam ao longo da linha horizontal y1 (Figura 20). Atendendo a que a linha operatória possui um declive dado pela razão L/G, a redução do caudal de líquido significa que o declive da recta operatória diminui e aumenta a concentração do soluto à saída (x1). Portanto a linha operatória roda em torno do PONTO D à medida que o L diminui, isto é, da linha DE para DF (Figura 20). Note-se que a recta operatória se moveu para mais perto da curva de equilíbrio. Quando isto acontece a “driving force” para a transferência de massa é menor, isto é, o processo de absorção torna-se mais difícil. No PONTO M, a recta operatória intersecta a linha de equilíbrio, e estamos perante uma situação de gradiente de concentração nulo. Neste ponto, não se pode reduzir mais o caudal de líquido. Portanto, o caudal de líquido neste ponto do equilíbrio é conhecido como o caudal mínimo de líquido (LMIN), ao qual corresponde a máxima concentração de soluto no líquido de saída (x1MAX). Nesta situação, a quantidade mínima de líquido (LMIN) necessária à separação (a gradiente nulo), corresponde a uma coluna de altura infinita (número infinito de pratos ou altura de enchimento). O caudal mínimo de líquido (LMIN) pode ser calculado gráfica ou analiticamente, a partir do declive da recta operatória (declive = LMIN/G).

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LMIN G =

y1 − y2 x1MAX − x2 ( 5 )

O caudal de líquido a utilizar é usualmente especificado como um múltiplo do caudal mínimo de líquido. Se o caudal de liquido necessário a uma dada absorção é inicialmente desconhecido, uma das primeiras tarefas a efectuar é o cálculo do caudal mínimo de líquido. Note que o valor de x1MAX pode ser calculado usando a Lei de Henry, pois trata-se de um valor sobre a recta de equilíbrio com ordenada igual a y1, ou seja, x1MAX = y1/m, sendo m a constante da Lei de Henry. 3.3. Absorção Gasosa em Cocorrente Este modo de operação é raramente utilizado, limitando-se praticamente às situações onde é aplicável o transporte pneumático do líquido. Os pontos relevantes a considerar neste modo de operação são os seguintes: i) a linha operatória tem um declive negativo, ii) não existe razão mínima líquido/gás, e iii) para produzir na saída, correntes de líquido e gás em equilíbrio (xE,yE), coincidentes com a curva de equilíbrio, deve ser usada uma coluna infinitamente grande. A operação em cocorrente é menos eficiente na transferência de massa do que a operação em contracorrente.

Figura 21. Diagrama operatório de um sistema de absorção

em coluna funcionando em cocorrente. 3.4. Selecção do Solvente para a Absorção Gasosa Se o objectivo principal da operação de absorção é a produção de uma solução específica (como por exemplo na manufactura de ácido clorídrico), o solvente é especificado pela natureza do produto, isto é, a água é o solvente no exemplo apresentado. Por outro lado, se o principal objectivo é a remoção de alguns componentes (impurezas) do gás, a selecção e escolha do solvente é vulgarmente possível.

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Alguns dos factores a considerar nesta selecção, são apresentados seguidamente.

1. SOLUBILIDADE NO LÍQUIDO: A solubilidade do soluto no líquido deve ser elevada, aumentando assim a taxa de absorção e baixando a quantidade de solvente necessário. Geralmente um solvente com uma natureza química semelhante à do soluto a absorver deve produzir boa solubilidade. A reacção química do solvente com o soluto também resulta frequentemente numa solubilidade muito elevada do gás, mas se o solvente necessitar de ser recuperado para reutilização, a reacção deve obrigatoriamente ser reversível. Por exemplo, o H2S pode ser removido de misturas gasosas usando soluções de aminas uma vez que o gás é rapidamente absorvido a baixas temperaturas e facilmente separado (stripped) a temperaturas mais elevadas. A soda cáustica absorve H2S de forma excelente mas não o liberta na operação de stripping.

2. VOLATILIDADE: O solvente deve possuir uma baixa pressão de vapor para reduzir as perdas de solvente no gás de exaustão da coluna de absorção.

3. VISCOSIDADE: Baixas viscosidades são preferíveis por razões de rápidas taxas de absorção, características de escoamento melhoradas em colunas de enchimento, baixas quedas de pressão em bombagem e propriedades mais favoráveis na transferência de calor.

4. CORROSIVIDADE: Os materiais de construção necessários para o equipamento não deverão ser pouco vulgares ou excessivamente caros.

5. CUSTO: O solvente deve ser barato, de modo que as perdas no processo não constituam grandes encargos e possam ser rapidamente repostas.

6. OUTRAS: O solvente não deve ser tóxico, não deve ser inflamável e deve possuir elevada estabilidade química.

3.5. Regeneradores de Gás em Contracorrente As unidades de regeneração (stripping), são usadas para a transferência de massa da fase líquida para a fase gasosa. A análise ao seu comportamento é muito semelhante à absorção gasosa (scubbing), com a principal diferença no facto da sua recta operatória se situar abaixo da curva de equilíbrio (Figura 22).

Figura 22. Representação gráfica da recta operatória

e da linha de equilíbrio de solubilidade.

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3.6. Integração da Absorção e da Regeneração Na prática, os absorvedores (scrubbers) e os regeneradores (strippers) estão vulgarmente ligados, com um regenerador servindo vários absorvedores. Em geral, num absorvedor a pressão operatória deve ser elevada e a temperatura baixa, de modo a minimizar o número de andares necessários e/ou caudal de solvente e baixar o volume do equipamento necessário para processar o caudal de gás. Infelizmente, tanto a compressão como a refrigeração do gás são caros. Portanto, a maior parte dos absorvedores são operados à pressão da alimentação, a qual pode ser somente ligeiramente superior à pressão atmosférica. A temperatura de funcionamento deve ser mantida baixa, mas nunca tão baixa que provoque a condensação do gás ou vapor de alimentação.

Figura 23. Sistema típico de tratamento com aminas em refinarias,

com um absorvedor (scrubber) e um regenerador (stripper). No processo apresentado na Figura 23, o H2S é removido do gás de alimentação (sour gas) por contacto com aminas liquidas (DEA e/ou MEA) num absorvedor em contracorrente. O gás abandona o absorvedor com o H2S removido (sweet gas). A solução de amina (lean amine) entra na coluna pelo topo e sai pela base, rica em H2S (rich amine), alimentando posteriormente o regenerador. Neste tem lugar o processo oposto onde H2S é removido da corrente de amina numa coluna em contracorrente. A corrente de amina à saída do regenerador é enviada de novo para o absorvedor (lean amine). Desta forma, o processo completo decorre essencialmente num ciclo fechado. Note que neste caso, o líquido que entra no absorvedor não é puro, isto é, x2 não é igual a zero, pois ele pode conter na amina de alimentação, traços de H2S não removidos no stripper.

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4. Absorção Gasosa, Parte Experimental 4.1. Enunciado do Problema Uma fábrica de champô, necessita produzir dodecil sulfonato de sódio (componente activo do champô). Uma das matérias primas do processo é o dodeceno (C12H26), contendo 3 % em massa de benzeno (C6H6). Identificou-se que o benzeno age como contaminante, formando o dodecilbenzeno sulfonato de sódio (detergente). Para que o champô não seja excessivamente contaminado com detergente é necessário baixar a concentração de benzeno na matéria prima para 0,01 % em massa. Mediante o equipamento disponível, a equipa de engenharia de processos chegou à conclusão que o sistema mais favorável para a eliminação do benzeno, era a absorção deste numa corrente de ar. O equipamento a utilizar para a remoção do benzeno é composto por uma coluna de contacto (stripper) com 5 pratos, um compressor (ventilador) e um arrefecedor. O esquema desta operação está representado na figura seguinte.

Figura 24. Diagrama do processo de remoção do benzeno.

Considere como base de cálculo o tratamento de 500 kg/h de dodeceno (com 3 % de benzeno) à pressão de 4 atm. O ar atmosférico encontra-se em média a 20ºC. A coluna funciona em contracorrente e possui uma queda de pressão, entre a base e o topo, de 101,3 kPa (1 atm). Por questões técnicas, a temperatura máxima do ar à entrada da coluna é de 50ºC. 4.2. Sequência de Implementação no Simulador Descrevem-se seguidamente as principais etapas para implementação da unidade de absorção no simulador de processos. 1. Crie um novo caso no simulador, adicione-lhe as substâncias químicas envolvidas no processo

(C12H26, C6H6 e Ar) e especifique como Property Package para o sistema a equação GCEOS. No PFD construa o layout apresentado na Figura 7.

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2. Especifique as características das correntes de alimentação do processo (corrente Ar e corrente Dodeceno+Benzeno), de acordo com as indicações do enunciado. Atribua um caudal mássico de ar (corrente Ar) igual ao da solução de dodeceno (500 kg/h), e uma pressão de 4 atm no topo da coluna.

3. Comece por verificar a influência da temperatura na eficiência do processo. Utilize a função

lógica SET para ajustar à mesma temperatura as duas correntes de entrada na coluna. Registe no quadro seguinte os valores de percentagem mássica de benzeno na corrente de Dodeceno à saída da coluna.

TEMPERATURA (ºC) 50 40 30 20 10

DODECENO (% C6)

4. Para a temperatura mais favorável (determinada no ponto anterior), faça um estudo idêntico

para a pressão de funcionamento da coluna. Registe os resultados obtidos de percentagem mássica de benzeno na corrente de Dodeceno à saída da coluna.

PTOPO / PBASE (atm) 4 / 5 3 / 4 2 / 3 1 / 2

DODECENO (% C6)

5. Utilizando as condições de pressão e temperatura mais favoráveis, determine o caudal mínimo

de ar necessário para reduzir a fracção de benzeno até ao valor máximo de 0,01 % (massa) na corrente dodeceno, à saída da coluna. Sugere-se a utilização da função lógica ADJUST para variar o caudal da corrente Ar até se alcançar o valor pretendido na corrente líquida à saída da coluna (corrente dodeceno).

6. Supondo que a matéria prima fornecida semanalmente pode apresentar variações na fracção

mássica de benzeno entre 2 e 4,5 %, apresente graficamente o caudal de ar necessário para baixar a fracção de benzeno para o valor pretendido. Apresente o mesmo estudo no que diz respeito aos valores energéticos gastos no compressor e arrefecedor.

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Caudal de Alimentação da Coluna: ___500 kg/h

Temperatura das Alimentações: ______°C Número de Pratos da Coluna: ______

Pressão no Topo da Coluna: ______ atm Pressão na Base da Coluna: ______ atm

Benzeno na Alimentação

(% massa ) 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5

Caudal Mínimo de Ar ( kg/h )

Consumo no Compressor ( kW )

Consumo no Arrefecedor ( kW )

500

600

700

800

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0% BENZENO (ALIMENTAÇÃO)

CAUD

AL D

E AR

(kg/

h)

13

14

15

16

17

18

19

20

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0% BENZENO (ALIMENTAÇÃO)

COM

PRES

SOR

(kW

)

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

ARRE

FECE

DOR

(kW

)

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4.3. Torres de Arrefecimento (exercício de aplicação) Os sistemas de absorção gás/líquido, genericamente desenvolvidos para a transferência de massa, podem também ser usados com o objectivo de transferir calor, em particular por transferência de calor da fase líquida para a fase gasosa. Suponhamos que uma dada instalação industrial utiliza água como fluido de arrefecimento nos seus permutadores de calor. Desta operação resulta uma corrente (corrente 1) com 50 kmol/h a 50ºC e 2 atm. De forma a que a água possa ser reutilizada no sistema de permutadores de calor, é necessário arrefecê-la até à temperatura de 25ºC.

Figura 25. Diagrama da torre de arrefecimento.

O sistema de arrefecimento da água para reutilização é composto por uma torre de arrefecimento (absorvedor) atmosférica à qual são alimentadas pelo topo a água quente (50ºC), e pela base ar atmosférico a 20ºC e 1 atm (corrente 2). 1. Crie um ficheiro (.hsc), introduza as duas substâncias (água e ar), e seleccione como Property

Package a equação UNIQUAC. 2. Implemente no PFD uma torre de arrefecimento atmosférica (Absorber), como a representada

na Figura 8. Defina as características da corrente de água quente, corrente 1 (50 kmol/h, 1 atm e 50ºC). Defina as características conhecidas da corrente de ar, corrente 2 (1 atm e 20ºC).

3. Atribua um valor ao caudal da corrente de ar (corrente 2) de modo a que os cálculos do

modelo numérico da coluna de 10 pratos convirjam (experimente utilizar, por exemplo, 10 kmol/h). Introduza uma unidade lógica ADJUST para regular o caudal da corrente de ar (corrente 2), de modo que a temperatura do efluente líquido da coluna (corrente 4), seja de 25ºC.

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4. Estude a influência do número de pratos da coluna no caudal de ar necessário para o

arrefecimento da água até aos 25ºC (corrente 4). Interprete os resultados obtidos.

Nº Pratos 2 5 10 20 40

Caudal de Ar ( kmol/h )

5. Para uma coluna com 10 pratos teóricos, analise a influência da temperatura pretendida para a

água à saída da torre (corrente 4) no caudal de ar necessário (corrente 2). O valor pretendido para a temperatura da corrente 4 é definido como o target value da unidade ADJUST. Eventualmente terá de alterar os valores dos limites superior e inferior do intervalo de pesquisa da unidade lógica. Interprete os resultados obtidos.

T4 (ºC) 10 20 30 40

Caudal de Ar (kmol/h)

6. Verifique que o caudal de água obtido na corrente 4 (saída) é inferior ao caudal de água

quente na alimentação (corrente 1). Isto acontece porque existem perdas de água para a corrente 3, ou seja, existe vapor de água que é arrastado pelo ar. Esta quantidade de água perdida na torre é função de vários parâmetros entre os quais (um dos mais importantes) a temperatura da corrente de água de alimentação (corrente 1). Para efectuar um estudo que confirme esta afirmação, desligue a unidade lógica ADJUST, defina um caudal de ar (corrente 2) igual a 20 kmol/h, e registe o valor do caudal (e temperatura) da corrente 4 para diferentes temperaturas da corrente 1 (50 kmol/h).

T1 (ºC) 50 60 70 80 90 99

Corrente 4 ( kmol/h ) T4 (ºC)

Os valores obtidos deverão indicar um aumento das perdas de água para a corrente de vapor (redução do caudal de água na corrente 4), com o aumento da temperatura da alimentação (corrente 1), enquanto que a temperatura de saída da água (corrente 4) praticamente não sofre

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MSUP (Módulo 4 – Extracção Líquido-Líquido e Absorção Gasosa)

Setembro 2005 Página 27

alterações. Assim, de modo a minimizar as perdas de água nas torres de arrefecimento, é aconselhável efectuar o make-up (e as purgas) antes de alimentar a corrente quente à unidade. O processo B, representado na Figura 27, é quase sempre preferível ao processo A, quando a temperatura da água na entrada da torre de arrefecimento é elevada (superior a 90°C).

0.80

0.85

0.90

0.95

1.00

50 60 70 80 90 100 110 120TEM PERATURA DA ALIM ENTAÇÃO

RE

CU

PE

RA

ÇÃ

O D

E Á

GU

A

Figura 26. Fracção de recuperação da água refrigerada na corrente 4

por variação da temperatura da alimentação (corrente 1).

(A) (B) Figura 27. Variações no layout de make-up da água de arrefecimento: (A) make-up

após arrefecimento da água, (B) make-up antes de arrefecimento da água.