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PROJETO DE UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO FRACIONADA

Luciano Petrucci Mesquita

Projeto de Graduação apresentado ao Curso de

Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,

Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte

dos requisitos necessários à obtenção do título de

Engenheiro Mecânico.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

JULHO DE 2017

iii

Mesquita, Luciano Petrucci

Projeto de uma Unidade de Destilação Fracionada/

Luciano Petrucci Mesquita. – Rio de Janeiro: UFRJ/Escola Politécnica, 2017.

VII, 100p.: il.;29,7 cm. Orientador: Nísio de Carvalho Lobo Brum Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/

Curso de Engenharia Mecânica, 2017. Referências Bibliográficas: p. 56-58. 1. Unidade de Destilação Fracionada. I. de Carvalho

Lobo Brum, Nísio. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica. III. Projeto de uma Unidade de Destilação Fracionada.

iv

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte

dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.

PROJETO DE UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO FRACIONADA


Julho/2017

Orientador: Nísio de Carvalho Lobo Brum

Curso: Engenharia Mecânica

Este trabalho visa projetar equipamentos para uma dada Unidade de Destilação

Fracionada. Sendo que, a partir dos dados de entrada do óleo cru na coluna de

fracionamento desta unidade, faz-se o projeto térmico do equipamento Refervedor e uma

estimativa preliminar para a área de troca térmica do equipamento Condensador. Tendo

então proposto uma geometria para ambos os trocadores de calor, faz-se o projeto

mecânico das tubulações de utilidades que chegam e que saem destes equipamentos,

assim como de duas outras linhas. Este projeto de tubulações, mencionado, se restringe à

seleção de materiais para os tubos, seleção de diâmetros, cálculo de espessura de

parede e cálculo de flexibilidade pelo Método da Viga em Balanço Guiada.

Palavras-chave: Refinaria, Destilação Fracionada, Destilação Atmosférica, Frações de

Petróleo, Refervedor, Tubulações, Flexibilidade.

v

Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Mechanical Engineer.

DESIGN OF A FRACTIONAL DISTILLATION UNIT


July/2017

Advisor: Nísio de Carvalho Lobo Brum

Course: Mechanical Engineering

This project aims to design equipments for a given Fractional Distillation Unit. The

thermal design of a Reboiler is made from the inlet data on the atmospheric distillation

column, as well as a preliminary estimate made for the heat transfer area of a Condenser.

A geometry was proposed for both equipment and so the utility pipes from and towards

these equipment were designed, along with two additional lines. The piping design,

mentioned, is restricted to the material selection, diameter selection, minimum wall

thickness calculation and flexibility calculations by the Guided-Catilever Method.

Keywords: Refinery, Fractional Distillation, Atmospheric Distillation, Petroleum Fractions,

Kettle Reboiler, Pipes, Flexibility.

vi

SUMÁRIO

1 Introdução ..................................................................................................................................... 1

1.1 Motivação ...................................................................................................................... 1

1.2 Objetivos........................................................................................................................ 3

1.3 Metodologia .................................................................................................................. 4

2 Cálculo de Propriedades Físicas .................................................................................................... 5

2.1 Composição do óleo cru ................................................................................................ 5

2.2 Propriedades de Frações de Petróleo ........................................................................... 6

2.2.1 Densidade (S) ................................................................................................. 6

2.2.2 Temperatura Média de Ebulição (Tb) ............................................................ 7

2.2.3 Temperatura Pseudocrítica (Tpc) .................................................................. 7

2.2.4 Pressão Pseudocrítica (Ppc) ........................................................................... 7

2.2.5 Massa Molecular (W)..................................................................................... 8

2.2.6 Massa Específica de Frações Líquidas a Baixas Pressões (ρ) ......................... 8

2.2.7 Massa Específica de Frações Líquidas a Altas Pressões (ρ) ........................... 9

2.2.8 Massa Específica de Frações de Vapor (ρ) ................................................... 10

2.2.9 Tensão Superficial (σ) .................................................................................. 11

2.2.10 Calor Específico de Frações Líquidas (Cp) .................................................. 11

2.2.11 Calor Latente de Vaporização (hlv) ........................................................... 12

2.3 Propriedades da Água ................................................................................................. 12

2.3.1 Massa Específica da Água Líquida (ρ) .......................................................... 13

2.3.2 Calor Específico da Água líquida (cp) ........................................................... 13

3 Refervedor ................................................................................................................................... 14

3.1 Introdução ................................................................................................................... 14

3.2 Tarefa térmica e Dados Iniciais ................................................................................... 15

3.3 Cálculo da Área de Troca Térmica ............................................................................... 16

3.4 Verificação do Diâmetro do Casco .............................................................................. 23

3.5 Simulação de parâmetros do Refervedor.................................................................... 26

3.6 Configuração Final ....................................................................................................... 29

vii

4 Dimensionamento Mecânico das Tubulações ............................................................................ 34

4.1 Cálculo de Diâmetro .................................................................................................... 34

4.2 Pontos de Operação e de Projeto das Linhas .............................................................. 37

4.3 Seleção de Materiais e Cálculo de Espessura de Parede............................................. 39

4.4 Cálculo de Flexibilidade ............................................................................................... 44

5 Conclusão .................................................................................................................................... 55

Referências Bibliográficas .............................................................................................................. 56

Anexo I – Fator de Compressibilidade [8] ...................................................................................... 59

Anexo II – Latente de Vaporização [9] ........................................................................................... 60

Anexo III – Número de Tubos [17] ................................................................................................. 61

Anexo IV – “Dome Segment Area” [16] ......................................................................................... 62

Anexo V – Tubos para trocadores [14] ........................................................................................... 63

Anexo VI – Isolamento Térmico [24] .............................................................................................. 64

Anexo VII – Distância entre tubos [24] ........................................................................................... 65

Apêndice I – Simulação do Refervedor .......................................................................................... 66

Apêndice II – Condensador ............................................................................................................ 80

Apêndice III – Cálculo de Flexibilidade ........................................................................................... 91

Apêndice IV – Planta de Tubulações ............................................................................................ 100

1

1 Introdução

1.1 Motivação

A Indústria de Refino do Petróleo possui um importante papel na sociedade, por

meio dela pode-se obter produtos como combustíveis para transportes terrestres, aéreos

e marítimos, lubrificantes, asfalto, gás natural residencial, produtos nitrogenados para o

agronegócio, entre outros. Além disso, de acordo com o IBGE [1], na Pesquisa Industrial

Anual Produto de 2014, que visa analisar a composição da produção industrial brasileira,

mostra que a “Fabricação de Produtos do Refino de Petróleo” produziu R$203,4 bilhões, o

que representa 7,7% do total produzido pela indústria no ano em questão. Logo, percebe-

se o impacto da atividade de refino na economia.

O refino do petróleo tem como objetivo separar as frações que o compõe,

processando-as e transformando-as em produtos de grande utilidade. Para isto, são

necessárias diversas operações físicas e químicas integradas. De acordo com NETO e

GURGEL [2], os principais tipos de processo de refino podem ser categorizados em:

separação, conversão, tratamento e auxiliares. Alguns exemplos de processos de

separação são: destilação atmosférica, destilação a vácuo, desasfaltação a propano,

desaromatização a furfural, desparafinização a furfural, desparafinação a MIBC,

desoleificação a MIBC, extração de aromáticos e adsorção de parafinas lineares. O

escopo deste trabalho é uma unidade de destilação atmosférica, os dados disponíveis

para o projeto serão mostrados a seguir.

A unidade recebe uma vazão de óleo cru, pré-aquecido a 400oC e dessalgado. A

unidade dessalgadora recebe o óleo pré-aquecido na faixa de 120oC a 160oC e sua

função é remover água, sal e sólidos em suspensão (sedimentos).

O petróleo que deixa a dessalgadora trocará calor com uma corrente de produtos

e refluxos que apresentem uma capacidade de aquecimento disponível maior do que as

correntes da primeira bateria de aquecimento. Este aquecimento após a unidade

dessalgadora constitui a segunda bateria de aquecimento. Em seguida, o petróleo

parcialmente vaporizado segue para um dos três caminhos listados a seguir:

1) Torre de Pré-fracionamento – Onde o restante da nafta leve é

vaporizado.

2) Forno.

2

3) Torre de destilação fracionada atmosférica.

Neste projeto iremos considerar que após a segunda bateria de aquecimento o

petróleo entra na torre de destilação aos 400oC informados acima. Neste ponto temos a

entrada da carga na unidade objeto do presente projeto.

A destilação é fracionada numa coluna vertical, que contém diversos pratos com

enchimento, operando praticamente a pressão atmosférica. Nesta coluna as frações mais

leves saem pelo topo e são condensadas, retornando parcialmente a coluna. A Figura 1.1

ilustra o escoamento do produto de topo.

Figura 1.1 – Topo da coluna, extraído de [3]

A coluna possui no fundo um resíduo (produto de fundo) que retira cortes com

ponto de ebulição mais elevado, que pode ser evidenciado na Figura 1.2, e o destino

deste resíduo atmosférico (RAT) é a coluna de fracionamento da Unidade de Destilação a

Vácuo.

3

Figura 1.2 – Topo da coluna, extraído de [3]

A coluna tem uma única retirada lateral com um corte de querosene o qual tem

seu processamento inicial (acúmulo, resfriamento e bombeamento fora da unidade).

A unidade processa 30.000 m3/do de óleo com 26o API, KUOP=11,7, Boiling

Range de 20ºC e produz desta carga 45% de resíduo, 30% de destilado (gasolina crua) e

o restante será o corte com saída lateral.

A temperatura de saída do corte de topo é de 40oC, o corte lateral sai a 175oC e o

produto de fundo sai da torre a 300ºC. Esta unidade é instalada a céu aberto, na cidade

do Rio de Janeiro, sendo que a coluna terá 15 metros de altura com diâmetro de 1,5 m, o

vaso de acumulação terá 4,5 m de comprimento e diâmetro de 1,5 m, a tubovia deverá ter

3,5 m de altura e o terreno destinado a unidade é de 30 m por 50 m.

Adicionalmente, quanto ao projeto do Refervedor, a tarefa térmica a ser executada

será de elevar a temperatura do produto de fundo de 300ºC até 310ºC, vaporizando 40%

da carga.

1.2 Objetivos

O tema central deste projeto é a atividade de refino de petróleo, no que concerne

majoritariamente à atividade de Projeto na engenharia mecânica. Como já foi mostrado

anteriormente, uma refinaria é composta por diversas unidades que se caracterizam por

4

suas operações físicas e químicas, neste caso, o processo em questão é a separação das

frações do óleo cru pré-aquecido e dessalgado utilizando a destilação atmosférica.

A partir dos dados de entrada do óleo cru na torre de destilação atmosférica, da

caracterização do óleo, da altura da tubovia e das dimensões do vaso de acumulação, os

2 objetivos específicos desta monografia são:

1) Projetar a área de troca térmica do equipamento Refervedor, do tipo Kettle,

assim como estimar sua área em planta.

2) Dimensionar as tubulações de utilidades que chegam e saem do

Refervedor e Condensador, bem como a tubulação do Condensador para o

Vaso de Acumulação, no que tange a seleção de diâmetro, cálculo de

espessura de parede, seleção de material e cálculo de flexibilidade pelo

Método da Viga em Balanço Guiada.

1.3 Metodologia

Este trabalho consiste em 5 capítulos, dos quais este primeiro introduz as

motivações, objetivos, assim como uma breve exposição da estrutura deste trabalho. O

segundo consiste na determinação das propriedades termofísicas das frações de petróleo

e da água, que serão necessárias para o dimensionamento dos equipamentos. O terceiro

capítulo se destina ao cálculo de área de troca térmica do Refervedor. O quarto capítulo

se refere ao dimensionamento mecânico das tubulações desta Unidade. O quinto, por fim,

apresenta a conclusão.

5

2 Cálculo de Propriedades Físicas

2.1 Composição do óleo cru

De acordo com FAHIM, AL-SAHHAF et al. [4], o óleo cru é uma mistura complexa

de diversos compostos de hidrocarbonetos, que são compostos em sua maior parte por

carbonos e hidrogênio, em diferentes proporções, e quanto maior for a razão de

hidrogênios para carbonos maior será o valor deste óleo.

A composição do óleo cru é importante para o projeto de equipamentos e

tubulações de uma refinaria, visto que é a partir dela que se pode avaliar as propriedades

térmicas e físicas, assim como selecionar os materiais mais adequados, como por

exemplo, para que resistam de forma satisfatória à corrosão. GARY e HANDWERK [5]

mencionam algumas propriedades e classificações tipicamente usadas para caracterizar

este óleo bruto, que serão descritas a seguir.

O Grau API (ºAPI) é uma propriedade que está relacionada à massa específica do

óleo, e quanto menor for a massa específica maior será o ºAPI. Esta propriedade, não

linear, geralmente está entre 20 a 45º API no petróleo bruto, mas pode ser menor do que

10 e maior do que 50º API. O petróleo pode ser classificado em petróleo leve quando for

acima de 30º API, petróleo médio quanto estiver entre 21 e 30º API e petróleo pesado

quando menor do que 21º API. A equação que a define será apresentada no próximo

subcapítulo, junto com outras propriedades.

O Teor de Enxofre, em massa, assim como o grau API, é determinante quanto ao

valor deste óleo, já que quanto maior for este teor mais extenso terá que ser seu

processamento. O petróleo pode ser classificado como “doce” quando seu teor de enxofre

for menor de 0,5%, e de “ácido” quanto for maior do que este valor. Este enxofre pode

formar ácidos naftênicos, que são valorados pelo “número de neutralização”, que

representa a quantidade em gramas de KOH necessária para neutralizar 1g de petróleo.

O Fator de Caracterização (Kuop), também chamado de fator de caracterização de

Watson, está relacionado à facilidade de craqueamento da carga de petróleo, quanto

maior este valor, idealmente acima de 11,5, menos severa será a operação. Esta

propriedade determina o teor de parafinas, e varia de um pouco menos de 10 até quase

15.

6

A Faixa de Destilação indica a composição da carga e é especialmente importante

no projeto de um vaso de acumulação, para o cálculo do ponto de bolha e do ponto de

orvalho. Segundo GREEN e PERRY [6], para misturas complexas, pode-se dividir a carga

de petróleo em pseudocomponentes para então estimar a constante de equilíbrio K de

cada um deles, tendo feito isso, pode-se calcular os pontos de bolha e de orvalho da

mistura. Alternativamente, quanto ao tratamento de mistura complexas, a ASTM [7]

padroniza o método de destilação para que se obtenha a curva do ponto verdadeiro de

ebulição (TBP) da mistura de hidrocarbonetos. Contudo, para este projeto, como não se

têm a fração de cada componente que compõe o petróleo bruto, os métodos a serem

usados para o cálculo das propriedades estarão de acordo com as referências

bibliográficas [8] e [9].

2.2 Propriedades de Frações de Petróleo

As propriedades das Frações de Petróleo são calculadas, em sua maior parte, a

partir de um databook sobre refino de petróleo da API [8], mas também, por NELSON [9],

para o calor latente de vaporização. As equações usadas nos cálculos, de acordo com

estas referências, serão apresentadas a seguir. Vale ressaltar que nas equações a seguir,

quando não se conhecerem as propriedades críticas, devem ser usadas as propriedades

pseudocríticas.

Adicionalmente, é importante comentar que neste trabalho optou-se por manter as

unidades originais de todas as equações usadas nesta monografia, conforme

apresentado pelas referências bibliográficas, que em sua maior parte não estão no

Sistema Internacional. Contudo, os resultados finais serão apresentados conforme o S.I.

2.2.1 Densidade (S)

A densidade (S), que é adimensional, é dada por (2.1), e refere-se a 60ºF/60ºF. O

grau API é um dado conhecido do óleo que chega à unidade de refino do presente projeto

e possui valor de 26º API.

𝑆 =

141,5

(𝐴𝑃𝐼 + 131,5) (2.1)

7

Logo, pode-se encontrar o valor de S, que é de 0,898.

2.2.2 Temperatura Média de Ebulição (Tb)

Usando a equação (2.2), pode-se calcular a temperatura média de ebulição, em

graus Rankine, para isto precisa-se apenas de S, que já foi obtida no subitem anterior, e

do fator de caracterização de Watson (Kuop), que também é um dado conhecido do óleo,

cujo valor é de 11,7.

𝑇𝑏 = (𝐾𝑢𝑜𝑝 𝑥 𝑆)3 (2.2)

Portanto, o valor de 𝑇𝑏 é de 1161,41º R.

2.2.3 Temperatura Pseudocrítica (Tpc)

A temperatura pseudocrítica, em graus Rankine, pode ser calculada por meio da

equação (2.3) e tem como parâmetros a temperatura média de ebulição (𝑇𝑏), também em

graus Rankine, e a densidade (S).

𝑇𝑝𝑐 = 10,6443[exp(−5,1747 𝑥10−4𝑇𝑏 − 0,54444𝑆 + 3,5995 𝑥 10−4𝑇𝑏𝑆)]

𝑥 𝑇𝑏0,81067

𝑆0,53691 (2.3)

Usando os parâmetros mencionados, que já foram previamente calculados, têm-se

que o valor de 𝑇𝑝𝑐 é de 1501,43º R.

2.2.4 Pressão Pseudocrítica (Ppc)

Ao utilizar a equação (2.4), pode-se avaliar o valor da pressão pseudocrítica em

[psia], para isto, as variáveis dependentes são as mesmas das do cálculo da temperatura

pseudocrítica, com as mesmas unidades.

𝑃𝑝𝑐 = 6,162 𝑥106 [exp(−4,725 𝑥10−3𝑇𝑏 − 4,8014𝑆 + 3,1939 𝑥 10−3𝑇𝑏𝑆)]

𝑥𝑇𝑏−0,4844𝑆4,0846

(2.4)

8

Então, o valor de 𝑃𝑝𝑐 é de 202,16 psia.

2.2.5 Massa Molecular (W)

A equação (2.5) permite o cálculo da massa molecular (W), mais uma vez

dependendo apenas de 𝑇𝑏 e de S.

𝑊 = 20,486[exp(1,165𝑥10−4 𝑇𝑏 − 7,78712 𝑆 + 1,1582𝑥10−3 𝑇𝑏 𝑆)]

𝑥𝑇𝑏1,26007 𝑆4,98308 (2.5)

O resultado é de 306,89 u.

2.2.6 Massa Específica de Frações Líquidas a Baixas Pressões (ρ)

O método a seguir se restringe ao cálculo da massa específica para frações

líquidas cuja pressão seja próxima da pressão de saturação ou que não seja muito

distante de 1 atm.

1

𝜌= (

𝑅 𝑇𝑝𝑐

𝑃𝑝𝑐) 𝑍𝑅𝐴

[1+(1−𝑇𝑟)2 7⁄ ] (2.6)

Os termos da equação (2.6) serão explicitados a seguir:

𝜌 – massa específica [lb-mol/ft³]

R – constante universal dos gases, 10,731 [psia. ft3. 𝑙𝑏 − 𝑚𝑜𝑙−1. º𝑅−1]

𝑇𝑝𝑐 – temperatura pseudocrítica [ºR]

𝑃𝑝𝑐 – pressão pseudocrítica [psia]

𝑇𝑟 – temperatura reduzida, T/ 𝑇𝑝𝑐

T – temperatura do fluido, em [ºR]

𝑍𝑅𝐴 – constante, encontrada empiricamente

O primeiro passo é encontrar o valor de 𝑍𝑅𝐴 usando a equação (2.6), para isto,

usa-se a massa específica a partir do valor já conhecido da densidade (S),

adicionalmente, usa-se a temperatura em que S é referenciada, 60ºF, bem como o valor

9

da constante universal dos gases e da temperatura e pressão pseudocríticas já

conhecidas. Para este projeto, o resultado encontrado para 𝑍𝑅𝐴 é de 0,242.

Tendo posse do valor de 𝑍𝑅𝐴, utiliza-se novamente a equação (2.6), só que desta

vez o objetivo é encontrar a massa específica para a temperatura em que está o fluido.

2.2.7 Massa Específica de Frações Líquidas a Altas Pressões (ρ)

Como já dito anteriormente, a equação (2.6) tem uma limitação quanto a pressão,

uma equação mais adequada é a equação (2.7), que será descrita a seguir.

𝜌0

𝜌= 1,0 −

𝑝

𝐵𝑇 (2.7)

Sejam:

𝜌0 – massa específica [g/cm³], na temperatura de interesse e pressão

ambiente

𝜌 – massa específica [g/cm³], na temperatura e pressão de interesse

𝑝 – pressão [psig]

𝐵𝑇 – módulo de compressibilidade isotérmico

Neste projeto adotou-se o cálculo da massa específica pela equação (2.6) e em

seguida ela foi usada como 𝜌0. Para usar a equação (2.7) falta apenas encontrar o valor

de 𝐵𝑇. Mas para isto, alguns cálculos adicionais serão necessários.

𝐵𝑇 = 𝑚𝑋 + 𝐵𝐼 (2.8)

Usando a equação (2.8) pode-se encontrar 𝐵𝑇, que depende de 3 variáveis, m

(2.9), X (2.10) e 𝐵𝐼 (2.11). Para isto, p deve ser dado em [psig], bem como T em [ºF].

𝑚 = 21646 + 0,0734𝑝 + 1,4463(10−7)𝑝2 (2.9)

𝑋 =

𝐵20 − 𝐵𝐼.20

𝑚20=

𝐵20 − 100.000

23.170 (2.10)

10

𝐵𝐼 = 1,52(104) + 4,704𝑝 − 2,5807(10−5)𝑝2 + 1,0611(10−10)𝑝3 (2.11)

Para que se possa usar (2.10), faz-se necessário calcular primeiramente 𝐵20 pela

equação (2.12).

log 𝐵20 = − 6,1(10−4)𝑇 + 4,9547 + 0,7133𝑝 (2.12)

Tendo todos estes valores em mãos, pode-se finalmente estimar a massa

específica por meio da equação (2.7).

2.2.8 Massa Específica de Frações de Vapor (ρ)

A massa específica para a fração de vapor pode ser calculada pela equação

(2.13), sendo que z representa o fator de compressibilidade e pode ser calculado por

(2.14).

𝜌 =𝑝

𝑧 𝑅 𝑇 (2.13)

𝑧 = 𝑧 (0) + 𝜔 𝑧

(1) (2.14)

Sejam:

z – fator de compressibilidade

𝑧(0) – fator de compressibilidade para fluido simples

ω – fator de acentricidade

𝑧(1) – correção para o termo de acentricidade molecular

Os valores para 𝑧(0) e 𝑧(1) para o caso de vapor saturado são mostrados no Anexo

1, cuja referência é o Procedimento 6B1.1 da API [8]. O fator de acentricidade (ω) é

calculado com (2.15).

𝜔 =𝑙𝑛 𝑃𝑟

∗′− 5,92714 + 6,09648/𝑇𝑟 + 1,28862 ln(𝑇𝑟) − 0,169347 𝑇𝑟

6

15,2518 − 15,6875/𝑇𝑟 − 13,4721 𝑙𝑛 (𝑇𝑟) + 0,43577 𝑇𝑟6 (2.15)

11

Sejam:

𝑝𝑟∗′

– pressão reduzida de vapor na temperatura reduzida, 𝑝∗/𝑝𝑐

p* – pressão de vapor à temperatura T, em [psia]

𝑝𝑐 – pressão crítica, em [psia]

𝑇𝑟 – temperatura reduzida, T/𝑇𝑐

T– temperatura do fluido, em [ºR]

𝑇𝑐 – temperatura crítica [ºR]

2.2.9 Tensão Superficial (σ)

A tensão superficial do petróleo cru e de frações de petróleo de composição

desconhecida podem ser calculadas pela equação (2.16).

σ = 673,7[(𝑇𝑐 − 𝑇 )/𝑇𝑐]1,232

𝐾𝑢𝑜𝑝 (2.16)

Sendo que:

σ – tensão superficial do líquido em [dyn/cm]

𝑇𝑐 – temperatura crítica [ºR]

𝑇 – temperatura do sistema [ºR]

𝐾𝑢𝑜𝑝 – fator de caracterização de Watson

2.2.10 Calor Específico de Frações Líquidas (Cp)

A equação (2.17) pode ser usada no cálculo do calor específico quando a

temperatura reduzida (𝑇𝑟) for menor ou igual a 0,85. Para isso, são necessárias as

equações auxiliares (2.18), (2.19) e (2.20).

𝐶𝑝 = 𝐴1 + 𝐴2 𝑇 + 𝐴3 𝑇2 (2.17)

𝐴1 = −1,17126 + (0,023722 + 0,024907 𝑆)𝐾𝑢𝑜𝑝 +(1,14982 − 0,046535 𝐾𝑢𝑜𝑝)

𝑆 (2.18)

𝐴2 = (10−4)(1,0 + 0,82463 𝐾𝑢𝑜𝑝) (1,12172 −0,27634

𝑆) (2.19)

12

𝐴3 = (10−8)(1,0 + 0,82463 𝐾𝑢𝑜𝑝) (2,9027 −0,70958

𝑆) (2.20)

Sejam:

𝐶𝑝 – calor específico a pressão constante, em [Btu. 𝑙𝑏−1. º𝑅−1]

T – temperatura em [ºR]

S – densidade

Kuop – fator de caracterização de Watson

2.2.11 Calor Latente de Vaporização (hlv)

Até então, toda metodologia de cálculo usada para as frações de petróleo teve

como base a API [8]. Esta referência possui um procedimento que avalia o latente de

vaporização de frações de petróleo, contudo, é necessário saber a composição da

mistura, dado este que não se tem no presente projeto. Portanto, adotou-se NELSON [9]

para a avaliação desta propriedade.

No Anexo II, de acordo com [9], mostra-se um gráfico em que se pode interpolar o

valor do latente de vaporização. Para isto, precisa-se saber o valor de duas propriedades

dentre 3 possíveis, que são: massa molecular (W), grau API e temperatura média de

ebulição. Com apenas duas dessas propriedades pode-se fazer a leitura do latente no

eixo das ordenadas.

2.3 Propriedades da Água

As equações usadas para avaliar as propriedades da água no estado líquido serão

mostradas a seguir e foram assim escolhidas para facilitar a programação computacional.

Já para a água na saturação, uma opção seria usar as tabelas de algum livro de

termodinâmica, visto que algumas formas encontradas para avaliar estas propriedades

envolveriam o uso de integrais. Contudo, para facilitar a programação e ainda manter

elevada exatidão, optou-se por usar o NIST Chemistry Webbook, LINSTROM e

MALLARD [10], que é a base de dados de referência padrão número 69, e extrair as

propriedades para o vapor saturado apenas nas temperaturas de projeto.

13

2.3.1 Massa Específica da Água Líquida (ρ)

A equação (2.21) tem como única variável dependente a temperatura, que deve

ser usada em [ºC], de forma que a massa específica será dada em [kg/m³]. A equação

mencionada pode ser encontrada em KELL [11].

𝜌 = (999,83952 + 16,945176 𝑇 − 7,9870401. 10−3 𝑇2 − 46,170461. 10−6 𝑇3

+105,56302. 10−9 𝑇4 − 280,54253. 10−12 𝑇5)/(1 + 16,87985. 10−3 𝑇) (2.21)

2.3.2 Calor Específico da Água líquida (cp)

O calor específico da água líquida foi calculado pela equação (2.22), por meio de

OSBORNE, STIMSON et al. [12]. Nesta referência, encontra-se o calor específico para

uma dada temperatura, em [ºC], dividido pelo calor específico para a temperatura de

15ºC, cujo valor é de 4,1855 𝐽. 𝑔.−1 º𝐶−1. Optou-se por apresentar aqui esta equação de

forma direta, sendo que o resultado desta equação é o calor específico em 𝐽. 𝑔.−1 º𝐶−1.

𝑐𝑝(𝑇) = 4,1855 (0,996185 + 0,0002874 ∗ (𝑇 + 100

100)

5,26

+ 0,011160. 10−0,036 𝑇) (2.22)

14

3 Refervedor

3.1 Introdução

De acordo com KERN [13] existem basicamente três equipamentos que tem a

função de transformar um líquido em vapor, Vaporizador é um trocador de calor em que

um fluido é submetido a vaporização e este equipamento não faz parte de um processo

de destilação. Caso o vapor formado seja vapor de água, este trocador é chamado de

Evaporador. Se um Vaporizador for usado para atender uma demanda térmica em um

processo de destilação, no fundo de uma coluna de destilação, este equipamento é

chamado de Refervedor, sendo ou não o vapor produzido como vapor de água.

Este capítulo apresentará a metodologia usada para o dimensionamento da área

de troca térmica do equipamento Refervedor, de forma a manter a coluna de destilação

em funcionamento contínuo, atendendo sua tarefa térmica, de acordo com os dados

mostrados na Introdução. Os modelos mais comuns são Kettle, Termosifão Vertical e

Termosifão Horizontal. O trocador de calor do tipo casco e tubos e modelo Kettle já havia

sido pré-definido. Logo, o casco é do tipo K, segundo o padrão TEMA [14]. O tipo de

tampo não foi escolhido, mas possivelmente será do tipo D, para suportar a alta pressão

do vapor saturado, uma escolha definitiva envolveria o projeto mecânico.

O Kettle possivelmente foi pré-definido devido ao seu alto grau de confiabilidade,

algo extremamente importante em um processo contínuo em uma refinaria, bem como

sua capacidade de atingir altas taxas de vaporização, podendo chegar a 100%. Por outro

lado, as suas desvantagens são o acúmulo de depósitos, alto custo e limitações do fluxo

de calor. A incrustação no casco pode ser minimizada, segundo KERN [13], limitando a

vaporização a 80% e adotando o arranjo dos tubos de 90º, portanto tanto este limite foi

observado bem como este arranjo adotado, devido ao fluido de trabalho.

Como já foi dito anteriormente, a coluna de fracionamento processa 30.000 m³/do

de óleo cru, o que significa uma vazão de 1250 m³/h entrando na torre. Sabe-se também

que esta carga possui as seguintes propriedades: 26º API, Kuop de 11,7, Boiling Range

de 20ºC. Da carga que entra na coluna, 45% (562,5 m³/h) se torna Resíduo Atmosférico

(RAT).

15

3.2 Tarefa térmica e Dados Iniciais

A Tarefa Térmica (�̇�) a ser realizada pelo Refervedor, dada por (3.1), é de elevar a

temperatura do produto de fundo de t1 até t2, ou seja, de 300ºC a 310º, e vaporizar 40%

deste líquido usando vapor saturado. Dessa forma, o calor transferido se divide em

sensível (3.2) e latente (3.3). Além disso, é bom mencionar que o óleo a ser vaporizado foi

colocado no casco e a água nos tubos, devido a escolha do casco tipo K.

�̇� = �̇�𝑠 + �̇�𝐿 (3.1)

�̇�𝑠 = �̇� ∗ 𝑐𝑝 ∗ (t2 − t1) (3.2)

�̇�𝐿 = 0,4 ∗ �̇� ∗ ℎ𝑙𝑣 (3.3)

Precisa-se primeiramente da vazão mássica (�̇�) do produto de fundo na entrada

do Refervedor. A partir da vazão volumétrica de resíduos (562,5 m³/h) e tendo estimado a

taxa de vaporização de 40%, conforme boas práticas, chega-se ao valor de 937,5 m³/h na

entrada deste trocador de calor.

Por meio da equação (3.4), encontra-se o valor de 211,74 kg/s para �̇�, sendo que

a massa específica (𝜌) foi calculada por (2.7) e �̇�, como já foi dito, vale 937,5 m³/h. Um

resumo dos dados na entrada do Refervedor pode ser visto na Tabela 3.1.

Adicionalmente, o calor específico do óleo (𝑐𝑝) é dado por (2.17) e o latente de

vaporização do óleo pode ser encontrado usando o Anexo II.

�̇� = 𝜌 �̇� (3.4)

Portanto, o valor encontrado para a tarefa térmica (�̇�) foi de 22,94 MW, sendo que

73% deste valor é calor latente. Para isto, assumiu-se um único Refervedor, hipótese esta

que deverá ser verificada.

Quanto ao vapor de água saturado, é necessário saber qual sua maior

temperatura disponível na Refinaria. Como neste presente trabalho não foi dada esta

informação, adotou-se a temperatura de 348ºC. Chegou-se neste valor através de uma

pesquisa em empresas fabricantes de caldeiras, e usou-se como base a “Caldeira

16

Convencional (Óleo e Gás) ”, da fabricante CBC, cuja pressão máxima atinge 165 kgf/cm²

(161,8 bar), capacidade disponível de até 500 t/h e temperatura máxima do vapor de

540ºC. Para encontrar a vazão mássica requerida de vapor saturado, usou-se a equação

(3.5), sendo que o latente de vaporização da água, para a temperatura de 348ºC, foi dada

pelo NIST [10]. Chega-se então a 24,90 kg/s (89,64 t/h) para o �̇� do vapor, considerando

preliminarmente apenas 1 Refervedor, caso sejam necessários mais trocadores, essa

vazão deverá ser dividia pela quantidade destes equipamentos.

�̇� =

�̇�

ℎ𝑙𝑣 (3.5)

Tabela 3.1 – Entrada no Refervedor

Fluido Frio (Produto de Fundo) Fluido Quente (Vapor d'água Saturado)

t1 [ºC] 300 T1 [ºC] 348

t2 [ºC] 310 T2 [ºC] 348

�̇� [m³/h] 937,50 �̇� [m³/h] 823,86

�̇� [kg/s] 211,74 �̇� [kg/s] 24,90

3.3 Cálculo da Área de Troca Térmica

O cálculo apresentado a seguir está de acordo com a metodologia de PALEN [15].

O método inicia-se com o projetista propondo uma geometria para o Refervedor do tipo

Kettle: Diâmetro dos tubos (𝐷𝑜), Passo dos tubos (𝑃𝑡), Comprimento dos tubos (L),

Diâmetro do feixe tubular (𝐷𝑏). A partir desses dados pode-se então saber o número

máximo de tubos e escolhendo o número de tubos (𝑁𝑡𝑡) calcula-se área da geometria

proposta (A). Posteriormente, efetuam-se uma série de cálculos que serão descritos a

seguir e por fim, chega-se a um valor para a área requerida.

Quanto a geometria proposta para o Refervedor, uma breve descrição dos

parâmetros geométricos usados será mostrada a seguir, bem como algumas faixas de

valores recomendadas pela TEMA [14].

1) 𝐷𝑜 – diâmetro dos tubos

Os diâmetros externos para os tubos, recomendados pela norma [14]

são: 1/4”, 3/8”, 1/2”, 5/8”, 3/4”, 7/8”, 1, 1-1/4”, 1-1/2”, 2”.

17

2) 𝑃𝑡 – passo dos tubos

O passo transversal deve estar compreendido entre 1,25 - 1,5 x 𝐷𝑜.

Adotou-se 𝑃𝑡 = 1,25 𝐷𝑜 para um menor diâmetro do casco.

3) 𝐿 – comprimento dos tubos

Os comprimentos padrões são 8ft, 10ft, 12ft, 16ft e 20ft.

4) 𝐷𝑠 – diâmetro do casco

Apesar deste não ser um dos parâmetros usados aqui, ele delimita o

valor do diâmetro do feixe tubular (𝐷𝑏). A TEMA deixa a critério de cada

fabricante o tamanho de 𝐷𝑠, mas mostra algumas tabelas de espessura mínima

do casco em função do diâmetro do casco, e o valor máximo mostrado nas

tabelas é de 2.54m. Neste projeto adotou-se este valor como limite máximo

para 𝐷𝑠. A partir disso, viu-se qual o maior diâmetro de feixe tubular possível

(𝐷𝑏) para a geometria proposta, conforme [16], procedimento este que será

apresentado ao longo desta tese.

5) 𝑁𝑡𝑡 – número de tubos

O número máximo de tubos para uma dada geometria, de acordo com

[17], é dada pela equação (3.6) e cujas constantes 𝐾1 e 𝑛1 são mostradas em

uma tabela no Anexo III, e que dependem do tipo de arranjo e número de

passes nos tubos. Para o equipamento deste projeto definiu-se 1 passe no

casco e 2 nos tubos.

𝑁𝑡𝑡 = 𝐾1 (

𝐷𝑏

𝐷𝑜)

𝑛1

(3.6)

O cálculo da área de troca requerida se divide basicamente em 9 passos. O

primeiro passo consiste em calcular o Fator de Mistura (𝐹𝑐), dado por (3.7). Para este

cálculo é necessário conhecer o fluxo de calor e o Boiling Range (BR). O Fluxo de Calor

(�̇�) é calculado dividindo-se a Tarefa Térmica (�̇�), já calculada, pela área da geometria

proposta (A), por meio de (3.8). De acordo com KERN [13], �̇� não deve exceder 12.000

Btu/h.ft² (37.855 W/m²). O boiling range é de 20K.

18

𝐹𝑐 =

1

1 + 0,023 �̇�0,15𝐵𝑅0,75 (3.7)

Sejam:

�̇� – fluxo de calor em [W/m²]

BR – boiling range em [K]

𝐴 = 𝑁𝑡𝑡 𝜋 𝐷𝑜 𝐿 (3.8)

Sejam:

A – área proposta [m²]

𝑁𝑡𝑡 – número de tubos

𝐷𝑜 – diâmetro externo dos tubos [m]

𝐿 – comprimento do feixe tubular [m]

O segundo passo é calcular o Fator de Convecção (𝐹𝑏) dos feixes tubulares,

usando (3.9). Para isto, precisa-se apenas de parâmetros geométricos da geometria

proposta. Vale lembrar das escolhas já feitas, sendo o arranjo tubular de 90º e passo

tubular de 1,25 x 𝐷𝑜.

𝐹𝑏 = 1.0 + 0.1 [

0.785𝐷𝑏

𝐶1(𝑝𝑡/𝐷0)2𝐷0− 1.0]

0.75

(3.9)

Sejam:

𝐹𝑏 – Fator de Convecção

𝐷𝑏 – diâmetro do feixe tubular em [m]

𝐶1 – esta constante vale 1 para os arranjos 90º e 45º, e vale 0,866 para os

arranjos 30º e 60º

𝑝𝑡 – passo tubular em [mm], variando de 1,25 -1,50 x 𝐷𝑜.

𝐷0 – diâmetro tubular em [mm]

O terceiro passo é determinar o Coeficiente de Convecção Natural (𝛼′𝑛𝑐), optou-se

por usar o valor sugerido por Palen para hidrocarbonetos em feixes tubulares.

19

𝛼′𝑛𝑐 = 250

𝑊

𝑚2. 𝐾

O quarto passo consiste em calcular o Coeficiente de Transferência de Calor em

Ebulição Nucleada (𝛼𝑛𝑏1) para um único tubo, dado por (3.10). Para isto, precisa-se da

pressão crítica (𝑃𝑐), do fluxo de calor (�̇�) e do fator de correção de pressão (𝐹𝑝), que pode

ser calculado por (3.11) ou (3.12), dependendo do valor da pressão reduzida.

Nesta presente etapa é necessário definir qual será a pressão de operação (P) no

Refervedor, para isto seria necessário saber mais informações sobre o projeto da coluna

de destilação como elevações, pressões, entre outras, para poder fazer o projeto da linha

de tubulação que liga a torre ao Refervedor, bem como a de retorno do resíduo

vaporizado para coluna, além disso, essas informações seriam importantes para avaliar a

necessidade ou não de uma bomba entre a coluna e o trocador de calor.

Portanto, para dar prosseguimento aos cálculos, assume-se que não há bombas

entre os equipamentos mencionados, e que a pressão de operação no casco é

atmosférica. A hipótese de que não há bombas entre este trocador e a coluna é razoável,

visto que o Kettle funcionando à pressão atmosférica possui baixa perda de carga, como

será demonstrado posteriormente, bem como ele será montado próximo ao solo.

𝛼𝑛𝑏1 = 0.00417(𝑃𝑐)0.69(�̇�)0.7𝐹𝑝 (3.10)

𝐹𝑝 = 2,1 (

𝑃

𝑃𝑐)

0,27

+ [9 +1

1 − (𝑃/𝑃𝑐)2] (𝑃

𝑃𝑐)

2

; 𝑃

𝑃𝑐≤ 0,2 (3.11)

𝐹𝑝 = 1,8 (

𝑃

𝑃𝑐)

0,17

; 𝑃

𝑃𝑐> 0,2 (3.12)

Sejam:

𝛼𝑛𝑏1 - coeficiente de transferência de calor em ebulição nucleada em

[W/m².K].

𝑃𝑐 – pressão crítica em [kPa]

�̇� – fluxo de calor em [W/m²]

𝐹𝑝 – fator de correção de pressão, (3.11) ou (3.12)

P – pressão de operação em [kPa]

20

O quinto passo é o determinar o Coeficiente Médio de Transferência de Calor (𝛼𝑏)

para o feixe de tubos, dado por (3.13), cujas variáveis já foram todas avaliadas

anteriormente.

𝛼𝑏 = 𝛼𝑛𝑏1 ∗ 𝐹𝑏 ∗ 𝐹𝑐 + 𝛼𝑛𝑐 (3.13)

Sejam:

𝛼𝑏 – coeficiente médio de transferência de calor [W/m².K]

𝛼𝑛𝑏1 – coeficiente de transferência de calor em ebulição nucleada em

[W/m².K]

𝐹𝑏 – fator de convecção

𝐹𝑐 – fator de mistura

𝛼𝑛𝑐 – coeficiente de convecção natural [W/m².K]

O sexto passo é calcular o Coeficiente Global de Transferência de Calor (𝑈0) por

meio de (3.14). Para isto, faltam o coeficiente de transferência de calor dentro dos tubos

para vapor de água condensando (𝛼𝑐) bem como a resistência ao depósito do RAT em

ebulição (𝑅𝑓𝑏). Da forma que a equação (3.14) está mostrada, já está incluído o fator de

depósito do vapor de água saturada no valor de 𝛼𝑐, cujo valor usado foi de 1500

Btu/h.ft².ºF, segundo [15] e [16]. Já para o valor de 𝑅𝑓𝑏, usou-se o valor proposto na

TEMA [14] para “Asfalto e Resíduo: Produto de fundo da torre atmosférica”, que é de

0,007 h.ft².ºF/Btu.

1

𝑈0=

1

𝛼𝑏+

1

𝛼𝑐+ 𝑅𝑓𝑏 (3.14)

Sejam:

𝑈0 – coeficiente global de transferência de calor em [W/m².K]

𝛼𝑏 – coeficiente médio de transferência de calor [W/m².K]

𝛼𝑐 – 8500 [W/m².K]

𝑅𝑓𝑏 – 0,00123 [m².K/W]

O sétimo passo é calcular a Diferença de Temperatura Efetiva (Δ𝑇𝑒𝑓𝑓). Para isto

fez-se a temperatura média logarítmica (LMTD), (3.15), assumindo a temperatura no

21

casco constante e igual a temperatura de saída do fluido vaporizado, como recomenda

[15]. O que equivale a fazer a temperatura de saturação da água (348ºC) menos a

temperatura de saída do RAT vaporizado (310ºC). De acordo com SERTH e LESTINA

[16], esta aproximação descrita por [15] é conservativa para misturas com amplo boiling

range (maior do que 5ºC) visto que a temperatura do fluido frio aumenta do topo até o

fundo do feixe tubular. Para um cálculo mais preciso para a diferença de temperatura

efetiva seria necessário fazer uma análise incremental.

Δ𝑇𝑒𝑓𝑓 = 𝑇𝑠𝑎𝑡 − 𝑡2 (3.15)

O oitavo passo é de calcular a Área Requerida (𝐴𝑟) com (3.16) e verificar se a área

da geometria proposta é maior do que a área requerida, com algum grau de

superdimensionamento. Seguiu-se a orientação de MUKHERJEE [18] para um

superdimensionamento mínimo de 10% na área de troca.

𝐴𝑟 =

�̇�

𝑈0 ∗ LMTD (3.16)

O nono passo é checar o fluxo de calor máximo para um único tubo (�̇�1,𝑚𝑎𝑥),

usando (3.17). A partir do parâmetro geométrico adimensional do feixe tubular (𝜓𝑏) e com

o fator de correção para o feixe tubular (𝜙𝑏), usando respectivamente (3.18) e (3.19),

pode-se encontrar o fluxo máximo para o feixe tubular (�̇�𝑏,𝑚𝑎𝑥) usando a equação (3.20).

A razão �̇�/�̇�𝑏,𝑚𝑎𝑥 não pode exceder 0,7 para que se trabalhe na região de ebulição

nucleada, cujo coeficiente de transferência de calor é mais alto.

�̇�1,𝑚𝑎𝑥 = 367𝑝𝑐 (

𝑝

𝑝𝑐)

0.35

(1 −𝑝

𝑝𝑐)

0.9

(3.17)

𝜓𝑏 =

𝜋𝐷𝑏𝐿

𝐴 (3.18)

𝜙𝑏 = 3.1 ∗ 𝜓𝑏 (𝐿𝑖𝑚𝑖𝑡𝑒 𝜙𝑏 ≤ 1.0) (3.19)

�̇�𝑏,𝑚𝑎𝑥 = �̇�1,𝑚𝑎𝑥 ∗ 𝜙𝑏 (3.20)

22

Basicamente, o método termina na verificação do fluxo máximo, caso todas as

restrições mencionadas até aqui sejam atendidas então a geometria proposta será

satisfatória. Contudo, neste trabalho optou-se por colocar restrições adicionais, um

resumo com todas as restrições a serem verificadas será mostrado a seguir:

1) �̇� < 37.855 W/m²

2) 𝑁𝑡𝑡 = 𝑁𝑡𝑡1+ 𝑁𝑡𝑡2

≤ 𝑁𝑡𝑡𝑚𝑎𝑥

3) (𝐴 − 𝐴𝑟)/𝐴𝑟 > 10%

4) max ( 𝜙𝑏) = 1

5) �̇�/�̇�𝑏,𝑚𝑎𝑥 ≤ 0,7

6) 5 𝑚/𝑠 < 𝑣𝑣 < 10 𝑚/𝑠

7) 1,5 𝑚/𝑠 < 𝑣𝑙 < 2,5 𝑚/𝑠

Em palavras, elas significam que o fluxo de calor não pode exceder 37.855 W/m²,

bem como o número de tubos total será a soma do número de tubos do primeiro passe

somado ao número de tubos do segundo passe, cujo resultado deve ser menor do que o

máximo número de tubos, dado por (3.6). A outra restrição diz respeito ao

superdimensionamento da área de troca, que deve ser maior do que 10%, assim como o

valor máximo que pode ser atribuído a 𝜙𝑏 é de 1,0. A restrição 5 é sobre o limite do fluxo

de calor máximo, não podendo exceder 0,7. As duas últimas restrições dizem respeito à

água saturada, no primeiro passe em estado de vapor com velocidade 𝑣𝑣, e no segundo

passe na fase líquida com velocidade 𝑣𝑙. As restrições 6 e 7 estão de acordo com as

recomendações dadas em [17], para velocidades em trocadores do tipo casco e tubos.

Sendo que para a restrição 6, têm-se velocidades de 50 - 70 m/s para vapores numa

operação a vácuo, 10 – 30 m/s numa operação a pressão atmosférica e 5 – 10 m/s para

altas pressões, sendo os limites inferiores para fluidos com alto peso molecular. Já para a

restrição 7, têm-se velocidades de 1 - 2 m/s para fluidos de processo, podendo chegar até

4 m/s para redução de depósito, e velocidades de 1,5 - 2,5 m/s para a água.

Vale comentar que diante de tantos parâmetros não foi muito simples chegar a

uma geometria proposta que atendesse a todos os pré-requisitos estabelecidos, decidiu-

se então fazer um programa em linguagem Python para simular geometrias e facilitar a

escolha de um design adequado. Isto será explicado em mais detalhes em um

subcapítulo dedicado a este assunto. O intuito do uso do Python foi de facilitar a escolha

de uma geometria adequada, porém mais tempo teria que ser dedicado para a criação de

23

um código para uma otimização do design, o que não se justificava visto que esta

monografia não se restringe somente a este cálculo térmico.

3.4 Verificação do Diâmetro do Casco

Este subcapítulo deveria ser o último, visto que o diâmetro do casco só pode ser

dimensionado corretamente após ter-se definido o diâmetro do feixe tubular. No entanto,

colocou-se ele antes para que se tenha uma boa estimativa para o diâmetro máximo do

feixe tubular, garantindo que haja espaço suficiente para desprendimento do vapor e ao

mesmo tempo, que o diâmetro do casco (𝐷s) seja de no máximo 2,54m.

De acordo com COULSON e RICHARDSON [17], uma regra geral para

determinar o diâmetro do casco é baseada em dois parâmetros, o fluxo de calor (�̇�) e o

diâmetro do feixe tubular (𝐷b), isto pode ser visto na Tabela 3.3.

Tabela 3.3 – Determinação de 𝐷s

�̇�[W/m²] 𝐷s/𝐷b

25.000 1,2 – 1,5

25.000 – 40.000 1,4 – 1,8

40.000 1,7 – 2,0

Contudo, um procedimento mais rigoroso é utilizado e é recomendado por SERTH

e LESTINA [16]. É importante ressaltar que o fluido pertinente a esta análise é o fluido no

casco que está sendo vaporizado, neste caso, o produto de fundo da torre. Calcula-se a

carga de vapor que está sendo vaporizada por meio de (3.21). A tensão superficial é dada

por (2.16), a massa específica do vapor por (2.13) e a massa específica do líquido por

(2.7).

𝑉𝐿 = 2290 𝜌𝑣 (

𝜎

𝜌𝐿 − 𝜌𝑣)

0,5

(3.21)

Sejam:

VL – carga de vapor em [lbm/h]

𝜎 – tensão superficial em [dyne/cm]

𝜌𝑣 – massa específica de vapor [lbm/ft³]

𝜌𝐿 – massa específica de líquido [lbm/ft³]

24

Tendo a carga de vapor, pode-se então calcular a área requerida para o segmento

do domo, usando (3.22). Vale lembrar que para calcular a vazão mássica de vapor basta

aplicar a taxa de vaporização, que neste projeto é de 40%, à vazão de entrada do RAT no

Refervedor.

𝑆𝐴𝑟 =

�̇�𝑣

𝐿 . 𝑉𝐿 (3.22)

Sejam:

𝑆𝐴𝑟 – área requerida do segmento do domo em [ft²]

�̇�𝑣 – vazão mássica de vapor [lbm/h]

L – comprimento dos tubos [ft]

VL – carga de vapor em [lbm/h.ft³]

A seguir, é feito um processo iterativo usando a tabela do Anexo IV, nela têm-se

basicamente dois parâmetros, h/D e A. O primeiro, é a razão entre a altura do setor (h) e

o diâmetro do casco (D), diâmetro este que está sendo representado nesta monografia

como 𝐷s e só foi mostrado aqui como D visto a nomenclatura do anexo em questão. O

segundo parâmetro é o fator de segmento de área, que pode ser lido a partir de um valor

para h/D.

Antes de se iniciar o cálculo propriamente dito, é necessário saber a altura do

líquido no casco do trocador, para isso pode-se somar o diâmetro do feixe tubular (𝐷b)

com a folga do feixe até o fundo do trocador, bem como adicionar o valor correspondente

ao efeito da formação de espuma. A folga foi estimada em 2,1cm, considerando uma

velocidade de recirculação no fundo (𝑣) de 1m/s, para isto, considerou-se a área da seção

longitudinal do trocador entre o feixe e o fundo do casco, ou seja, uma área retangular de

comprimento L (estimado em 6,096m) por x (folga), usando (3.23). Além disso, para o

efeito de formação de espuma, [16] recomenda um valor entre 3 - 5 in, optou-se pelo valor

médio, que é de aproximadamente 10cm. Logo, somando-se os três valores têm-se o

nível do líquido, que para fins didáticos chamou-se de 𝑛𝐿.

𝑥 𝐿 =

�̇�

𝜌𝑙 𝑣 (3.23)

25

Sejam:

x – folga entre fundo do casco e o feixe, em [m]

L – comprimento do feixe tubular, em [m]

�̇� – vazão do óleo a ser vaporizado, em [kg/s]

𝜌𝑙 – massa específica do óleo, dada por (2.7), em [kg/m³]

𝑣 – velocidade de recirculação no fundo do casco, em [m/s]

O cálculo então se inicia com um chute inicial para fração do casco destinada ao

desprendimento do vapor, por exemplo 40%, logo h/D=0,4. O diâmetro do casco será

dado por (3.24) e o fator de segmento de área (A) poderá ser lido no Anexo IV a partir de

h/D, que neste primeiro momento vale 0,4.

𝐷s =

𝑛𝐿

1 − h/D (3.24)

Sejam:

𝐷s – diâmetro do casco, em [ft]

𝑛𝐿 – nível do líquido, em [ft]

A partir de 𝐷s e de A, pode-se encontrar o valor de SA com a equação (3.25).

Neste momento, deve-se comparar o valor da área calculada (SA) com o valor da área

requerida (𝑆𝐴𝑟), e naturalmente a área calculada deve ser maior do que a área requerida,

caso seja muito maior, é desejável assumir um valor menor para h/D e recalcular as

equações (3.24) e (3.25). Caso seja menor, assume-se um valor maior para h/D e

também se recalculam as duas equações mencionadas.

𝑆𝐴 = 𝐴 𝐷s2 (3.25)

Sejam:

SA – área calculada do segmento do domo em [ft²]

A – fator de segmento de área

𝐷s – diâmetro do casco em [ft²]

26

Após chegar num design satisfatório, é importante verificar se o diâmetro do

casco, dado por (3.24), é menor ou igual ao diâmetro máximo adotado de 2,54m.

Como este cálculo depende basicamente de propriedades do fluido, do

comprimento (L) do feixe tubular e da vazão mássica na entrada do trocador, adotou-se

inicialmente o comprimento como sendo de 6,096m e o número de Refervedores como 2

(metade da carga total). Percebeu-se que para se ter o diâmetro máximo do casco de

2,54m o diâmetro do feixe não poderia exceder 1,9m. Logo, adotou-se este limite para 𝐷𝑏

no programa escrito em Python, com a ressalva de que os cálculos sejam refeitos ao se

chegar a um design final para o Refervedor, ou melhor, caso o comprimento L ou o

número de trocadores seja diferente das hipóteses aqui assumidas.

3.5 Simulação de parâmetros do Refervedor

Como foi mencionado, criou-se um código em linguagem Python, que pode ser

encontrado no Apêndice I, de forma a simular diversas configurações de geometria, bem

como parâmetros operacionais, como velocidades de escoamento nos tubos.

O código se inicia com a entrada dos dados iniciais do projeto, ou seja,

caracterização do petróleo, API, Kuop e BR, temperatura de entrada e saída do óleo, 𝑡1 e

𝑡2, temperatura do vapor saturado, 𝑇1 e 𝑇2, vazão de óleo que precisa ser vaporizada,

pressão de operação.

Posteriormente, insere-se no programa o cálculo de propriedades para o óleo e

para a água, conforme o Capítulo 2 deste trabalho. Outros dados importantes inseridos

são as configurações de tubos de acordo com a TEMA [14], totalizando 69 configurações

de diâmetros internos, sendo que também foram colocados os diâmetros externos e

espessura de parede correspondentes. Contudo, viu-se que muitas espessuras não

suportariam a pressão nos tubos, logo, adicionou-se no programa o cálculo de espessura

de parede mínima para suportar a pressão e somente foram simulados os tubos que

resistissem a este serviço. A equação utilizada será mostrada no capítulo seguinte, onde

será usada extensivamente, basta dizer que a temperatura usada foi a temperatura de

projeto para a linha de vapor saturado e usou-se o mesmo material desta linha para

avaliação da tensão admissível na temperatura de projeto, tudo isto será apresentado no

Capítulo 4, onde as linhas pertinentes a esta monografia serão dimensionadas.

A seguir serão mostrados quais parâmetros foram simulados e quais faixas de

valores usados.

27

1) Comprimento dos tubos (L), em [m]:

[2,438; 3,048; 3,658; 4,877; 6,096]

(8ft,10ft,12ft,16ft,20ft)

2) Velocidade do vapor de água saturado (𝑣𝑣𝑎𝑝), em [m/s]:

De 0,1m/s até 30m/s, com passo de 0,1m/s

3) Velocidade do condensado (𝑣𝑙), em [m/s]:

De 0,1m/s a 2,5m/s, com passo de 0,1m/s

4) Diâmetro interno dos tubos no 1º passe (𝐷𝑖1), em [mm]:

Tubos do Anexo V, padrão TEMA

5) Diâmetro interno dos tubos no 1º passe (𝐷𝑖1), em [mm]:

Tubos do Anexo V [14], padrão TEMA

6) Diâmetro do feixe tubular (𝐷𝑏), em [m]:

De 1,0m até 1,9 m, com passo de 0,1m

7) Número de Refervedores necessários (𝑁𝑟𝑒𝑓)

De 1 a 5

Em cada iteração, o cálculo é feito a partir dos valores simulados para cada um

dos 7 parâmetros listados acima. Com o valor da velocidade do vapor saturado no

primeiro passe, bem como do diâmetro interno dos tubos do primeiro passe pode-se

calcular a vazão por tubo usando a equação (3.26). A vazão total requerida de vapor

saturado já foi mostrada na Tabela 3.1, basta dividir este valor pelo número de

Refervedores simulado. Pode-se então calcular o número de tubos do primeiro passe

(𝑁𝑡𝑡1) ao dividir a vazão total de vapor em cada Refervedor pela vazão de vapor por tubo.

O mesmo procedimento é usado para se calcular o número de tubos no segundo passe

(𝑁𝑡𝑡2), só que neste caso é preciso fazer este cálculo com a vazão mássica, visto que não

se tinha calculado a vazão volumétrica para o estado de líquido saturado. Portanto,

substitui-se o valor de �̇� na equação (3.26) usando a equação (3.4), que converte vazão

28

volumétrica em vazão mássica, para isto precisa-se apenas da massa específica do

líquido saturado na temperatura de saturação, usando a equação (2.21). Então, divide-se

a vazão mássica de vapor saturado por Refervedor pela vazão mássica por tubo, tendo

como resultado o número de tubos no segundo passe.

𝑣 =

�̇�

𝐴=

4 ∗ �̇�

𝜋 ∗ 𝐷2 (3.26)

Vale lembrar que o número de tubos por passe está amarrado às velocidades

simuladas, o que não garante que esta configuração atenderá a tarefa térmica, isto só

será verificado posteriormente. O que este procedimento garante, é que estão sendo

simuladas todas as velocidades das faixas de valores mostradas nos parâmetros 2 e 3

listados acima.

O número de tubos total (𝑁𝑡𝑡 ) é a soma do número de tubos do primeiro passe

(𝑁𝑡𝑡1) com o número de tubos do segundo passe (𝑁𝑡𝑡2

). A partir disso, é importante

verificar se este valor é menor do que o número máximo de tubos dado pela equação

(3.6). Só que esta equação assume que todos os tubos possuem mesmo diâmetro, o que

não é o caso aqui, estão sendo simulados diferentes diâmetros para o primeiro e segundo

passe. Então, resolveu-se dividir a área circular do feixe tubular em duas, somente para

efeitos de cálculo, logo a metade superior se refere ao primeiro passe e a metade inferior

ao segundo passe. Para cada passe usa-se seu diâmetro externo correspondente na

equação (3.6), só que o valor desta equação deve ser divido por dois, já que só se usa

metade da seção circular. Consegue-se então verificar se o número de tubos usado é

menor do que o máximo permitido.

Neste momento do cálculo, para cada iteração, já se tem a geometria proposta e a

sua respectiva área de troca é calculada usando a equação (3.8) para cada passe,

somando-se suas contribuições. Pode-se encontrar o fluxo de calor �̇� ao dividir a tarefa

térmica por Refervedor pela área calculada, verificando se ela é menor do que o fluxo

máximo de calor descrito na restrição 1, já mencionada.

A próxima etapa é realizar o cálculo da área de troca requerida, usando os 9

passos apresentados. Caso a área de troca térmica proposta for maior do que a área de

troca requerida, em 10%, assim como o fluxo de calor for menor ou igual a 70% do fluxo

de calor máximo, a geometria proposta é satisfatória e sua configuração e resultados

serão armazenados no programa e mostrados ao fim da simulação.

29

3.6 Configuração Final

A partir dos resultados do programa com as geometrias satisfatórias, fez-se um

ajuste no programa para restringir o número de opções salvas até que se chegou na

configuração escolhida, mostrada na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 – Dados do Trocador Escolhido

Refervedor

Número de Trocadores Nref 2

Tarefa Térmica (cada) Duty [MW] 11,47

Diâmetro do Casco 𝐷𝑠 [m] 2,54

Diâmetro do Feixe 𝐷𝑏 [m] 1,90

Comprimento dos Tubos L [m] 6,096

Tubo no 1º Passe Tubo1 1/4” BWG 22

Número de Tubos 1º Passe 𝑁𝑡𝑡1 3327

Tubo no 2º Passe Tubo2 1/4” BWG 22

Número de Tubos 2º Passe 𝑁𝑡𝑡2 1094

Número de Tubos Total 𝑁𝑡𝑡 4421

Velocidade de Vapor nos Tubos 𝑣𝑣 [m/s] 1,8

Velocidade de Líq. nos Tubos 𝑣𝑙 [m/s] 1,0

Área Requerida 𝐴𝑟𝑒𝑞 [m²] 485,37

Área de Design A [m²] 537,64

Superdimensionamento de Área Superdim. [%] 10,77

Razão do Fluxo de Calor q/qb,max 0,53

Antes de passar para o cálculo de perda no trocador de calor, alguns comentários

sobre o design do equipamento devem ser feitos. A lista dos diâmetros do padrão TEMA

[14] totalizam 69 possibilidades de diâmetro interno, contudo, poucos diâmetros foram

efetivamente simulados já que as espessuras destes tubos são em sua maioria baixas

para a pressão e temperatura do presente projeto.

Pode-se perceber que a velocidade do vapor no primeiro passe está muito baixa,

ela deveria ser de pelo menos 5 m/s, conforme [17]. Apesar de haverem poucos

diâmetros efetivamente simulados, a explicação mais simples para esta baixa velocidade

é que o código em Python não foi muito eficiente na sua forma de simular configurações.

O programa foi muito importante para se chegar na geometria mostrada na Tabela

3.2, algo que estava sendo demasiadamente trabalhoso em iterações manuais. Todavia,

o código precisa ser melhorado para que se obtenham velocidades mais altas no primeiro

e segundo passes. Para isto, seria necessário alterar a forma com que as geometrias

30

propostas são simuladas em cada iteração. Requer-se um estudo mais aprofundado para

que se melhore o design deste equipamento, contudo, isto não será feito nesta tese.

Outro ponto importante no projeto desses equipamentos é o cálculo de perdas de

carga, o que será feito apenas localmente no equipamento. Para o cálculo da perda de

carga nas linhas, seria necessário conhecer as pressões das linhas, entre outras

informações, o que também não faz parte do objetivo deste trabalho.

Quanto a perda de carga no casco, [16] menciona que ela é praticamente

desprezível, visto a baixa taxa de circulação, além disso, a velocidade de desprendimento

do vapor também é relativamente baixa, fazendo com que as perdas por aceleração do

vapor também sejam baixas. Contudo, a referência mencionada recomenda considerar

uma perda de carga de 0,2 psi como um fator de segurança.

A perda de carga total nos tubos é dada pela equação (3.27), sendo composta por

três termos. Esta metodologia também é reproduzida a partir da referência [16]. Vale

lembrar que os dados referentes às propriedades da água foram usados conforme

mencionado no Capítulo 2 deste trabalho.

∆𝑃𝑖 = ∆𝑃𝑓 + ∆𝑃𝑛,𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 + ∆𝑃𝑛,𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑠𝑎𝑡𝑒 (3.27)

• O primeiro termo é dado por (3.28), e representa a perda de carga do vapor em

condensação, ele é aproximado por metade da perda de carga usando as condições da

entrada.

∆𝑃𝑓 ≈

1

2[

𝑓 𝑛𝑝 𝐿 𝐺2

7,5 𝑥 1012𝐷𝑖 𝑆 𝜙] (3.28)

Sejam:

𝑓 – fator de atrito, dado por (3.31), para 𝑅𝑒 ≥ 3000

𝑛𝑝 – número de passes nos tubos

𝐿 – comprimento dos tubos, em [ft]

𝐺 – vazão mássica, dada por (3.29), em [lbm/h.ft²]

𝐷𝑖 – diâmetro interno dos tubos, em [ft]

𝑆 – densidade do vapor (adimensional)

𝜙 – fator de correção para viscosidade, (𝜇/𝜇𝑤)0,14 para turbulento e

(𝜇/𝜇𝑤)0,25 para laminar. Verificar Reynolds com (3.30)

31

𝐺 = 𝜌 𝑣 =

�̇� (𝑛𝑝/𝑛𝑡)

(𝜋/4)𝐷𝑖2 (3.29)

Sejam:

�̇� – vazão mássica total de vapor, em [lbm/hr.ft²]

𝑛𝑝 – número de passes nos tubos

𝑛𝑡 – número de tubos


𝑅𝑒 =

𝐷𝑖 𝐺

𝜇 (3.30)

Sejam:


𝐺 – vazão mássica, em [lbm/h.ft²]

𝜇 – viscosidade do vapor, em [lb/ft.hr]

𝑓 = 0,4137 𝑅𝑒−0,2585 (3.31)

• O segundo termo da perda de carga é dado por (3.32) e se refere ao bocal de

entrada de vapor, esta fórmula é reescrita a partir da fórmula da perda de carga local

(3.33), considerando K=1 para o regime turbulento. Para isto, usam-se também as

equações (3.34) e (3.35). É importante mencionar que [16] mostra uma tabela com uma

estimativa para os diâmetros do bocal de entrada de vapor e do bocal de saída de

condensado, só que esta tabela mostra apenas a faixa de diâmetro de 0,4 -1,0 m para o

diâmetro externo do casco do trocador, contudo, o trocador aqui projetado possui 2,54m

de diâmetro interno.

A tabela mencionada recomenda 4” para o bocal de vapor e 1,5” para o de

condensado, considerando o diâmetro do casco de 0,4m. Já para 1m de diâmetro do

casco, ela recomenda 8” para o vapor e 4” para o condensado. Optou-se aqui por usar o

valor limite da tabela ao invés de extrapolar, fazendo assim um cálculo mais conservativo.

∆𝑃𝑛,𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 = 1,334 𝑥 10−13

𝐺𝑛2

𝑆 (3.32)

32

∆𝑃 = 𝐾

𝜌𝑣2

2𝑔 (3.33)

Sejam:

𝐺𝑛 – vazão mássica no bocal, dado por (3.34), em [lbm/h.ft²]

𝑆 – densidade do vapor (adimensional)

𝐺𝑛 =

�̇�

(𝜋/4)𝐷𝑖2 (3.34)

Sejam:

𝐺𝑛 – vazão mássica no bocal, em [lbm/h.ft²]


𝐷𝑖 – diâmetro interno do bocal, considerando sch 40

𝑅𝑒𝑛 =

𝐷𝑖 𝐺𝑛

𝜇 (3.35)

Sejam:


𝐺𝑛 – calculado em (3.33), em [lbm/h.ft²]

𝜇 – viscosidade do vapor, em [lb/ft.hr]

• O terceiro termo se refere ao bocal de saída do condensado, portanto todas

propriedades físicas usadas a seguir são referentes a ele. Para o cálculo deste termo faz-

se uso da equação (3.36), que também nada mais é do que reescrever a equação (3.33)

com K=0,5 para o regime turbulento.

∆𝑃𝑛,𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑠𝑎𝑡𝑒 = 0,5 𝑥 1,334 𝑥 10−13

𝐺𝑛2

𝑆 (3.36)

Sejam:


𝑆 – densidade do condensado (adimensional)

33

𝐺𝑛 =

�̇�

(𝜋/4)𝐷𝑖2 (3.37)

Sejam:



𝑅𝑒𝑛 =

𝐷𝑖 𝐺𝑛

𝜇 (3.38)

Seja:



𝜇 – viscosidade do condensado, em [lb/ft.hr]

Por fim, tendo-se feitos os cálculos, somam-se as contribuições de cada um dos

três termos. Para o primeiro, obteve-se 0,207 psi, para o segundo, 6,62x10−6 psi, e o

terceiro, 0,152 psi. A perda de carga total foi de 0,359 psi, o que corresponde a menos de

3 kPa. Logo, a perda de carga nos tubos é tão baixa quanto a perda no casco.

34

4 Dimensionamento Mecânico das

Tubulações

4.1 Cálculo de Diâmetro

Para o cálculo dos diâmetros das tubulações utiliza-se a equação (3.26). Como as

vazões (�̇�) são conhecidas e utilizando as velocidades econômicas (ν) sugeridas por

TELLES [19] para uma primeira aproximação, pode-se então estimar os diâmetros (D),

sendo que quando não se conseguir alocar a velocidade no intervalo de velocidades

econômicas deve-se utilizar uma velocidade imediatamente abaixo do limite inferior,

conforme mencionado em [19]. Para maior clareza, as velocidades econômicas

pertinentes aos cálculos aqui realizados são mostradas na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 – Velocidades Econômicas [19]

Velocidades Recomendadas para Tubulações

Fluido Material dos Tubos Velocidade

[m/s]

Água Doce - redes em instalações industriais Aço-carbono 2 a 3

Água Doce - sucção de bombas Aço-carbono 1 a 1.5

Hidrocarbonetos líquidos, linha de sucção Aço (qualquer tipo) 1 a 2

Hidrocarbonetos líquidos, linha de recalque Aço (qualquer tipo) 1.5 a 2.5

Hidrocarbonetos gasosos Aço (qualquer tipo) 25 a 30

Vapor - até 2 kg/cm² (196 kPa) saturado Aço-carbono 20 a 40

Vapor - 2 a 10 kg/cm² (196 a 981 kPa) saturado Aço (qualquer tipo) 40 a 80

Vapor - mais de 10 kg/cm² (981 kPa) saturado Aço (qualquer tipo) 60 a 100

A partir da estimativa dos diâmetros, verificam-se as dimensões normalizadas

mais usuais dos tubos de aço em TELLES [20], contidos nas Normas ASME B.36.10 e

B.36.19, assim como as normas API-5L, API-5LX e API-5LS. Escolhe-se então diâmetros

que atendam ao intervalo de velocidades econômicas da Tabela 4.1 e calcula-se a

velocidade de escoamento do fluido para o diâmetro escolhido.

Neste presente trabalho, 6 linhas de tubulações serão objeto de estudo, conforme

os objetivos descritos na Introdução. O tipo de fluido, o estado em que ele se encontra,

bem como sua vazão são os dados iniciais para os cálculos que serão efetuados neste

35

capítulo. Os resultados do cálculo do diâmetro para cada uma dessas linhas podem ser

vistos da Tabela 4.2 até a Tabela 4.7, conforme o procedimento descrito acima. Nestas

tabelas ficará explícito a origem e destino de cada uma dessas linhas.

Além disso, é importante mencionar algumas convenções que serão usadas ao

longo deste Capítulo, designou-se esta unidade de destilação como Unidade 1, portanto

as linhas de tubulação se iniciam na numeração 100. Com relação aos equipamentos,

bombas serão representadas pela letra B, torres por T, trocadores de calor

(permutadores) por P, condensadores por C e tanques por TQ. Já para os fluidos, vapor

de água será representado por ”v”, água líquida por ”a”, hidrocarbonetos por ”h”,

condensado de água por ”c”.

Tabela 4.2 – Diâmetro da Linha 100

Refervedor - Saída da Unidade (Tubovia)

Fluido Resíduo

Estado Líquido

Vazão [m³/h] 562,5

Velocidade econômica [m/s] 1,5 - 2,5

Diâmetro escolhido [in] 14

Velocidade na tubulação [m/s] 1,57


Entrada da Unidade (Tubovia) - Refervedor

Fluido Água

Estado Vapor Saturado

Vazão [m³/h] 411,9

Velocidade econômica [m/s] 60 - 100




Refervedor - Saída da Unidade (Tubovia)

Fluido Água

Estado Líq. (Condensado)

Vazão [m³/h] 411,9

Velocidade econômica [m/s] 2 - 3



36


Condensador - Vaso de Acumulação

Fluido Raw Gasoline

Estado Líquido

Vazão [m³/h] 375

Velocidade econômica [m/s] 1,5 – 2,5




Entrada da Unidade (Tubovia) - Condensador

Fluido Água de Resfriamento

Estado Líquido

Vazão [m³/h] 38,8

Velocidade econômica [m/s] 2 – 3




Condensador - Saída da Unidade (Tubovia)

Fluido Água de Retorno

Estado Líquido

Vazão [m³/h] 38,8

Velocidade econômica [m/s] 2 – 3



Vale a pena comentar como se chega nas vazões em cada linha de tubulação, a

Linha 100 corresponde ao RAT que sai do Refervedor e tem como destino a torre de

destilação a vácuo, que fica em outra Unidade dessa refinaria. Portanto, a Linha 100 tem

como destino, nesta Unidade, a tubovia. A vazão desta linha foi deduzida a partir da

Introdução e dividiu-se seu valor pelo número de Kettle usados. Neste momento, na tese,

já se sabe que são necessários 2 equipamentos para a dada tarefa térmica, portanto a

vazão é a metade do que se infere do enunciado. As Linhas 101 e 102 se referem ao

vapor saturado que chega neste casco e tubos e ao condensado que sai em direção a

tubovia, respectivamente, sua vazão já foi calculada no capítulo sobre o Refervedor.

As Linhas 103, 104 e 105 dizem respeito ao Condensador, e tendo em vista que

seu cálculo de área de troca térmica se baseou apenas numa estimativa conservativa, a

37

partir do limite inferior de uma faixa de valores para o coeficiente global de transferência

de calor (𝑈0), para o serviço em questão, optou-se por não mostrar esta estimativa no

corpo do texto. Basta dizer que analogamente ao Refervedor, o código em Python foi

adaptado para este equipamento no que tange a seleção de parâmetros geométricos e de

operação, este código pode ser encontrado no Apêndice II. Contudo, seria importante

fazer um cálculo com maior rigor quanto a transferência de calor para a estimativa da

área.

Logo, usou-se o código em questão apenas para uma estimativa preliminar para a

área de troca térmica, e consequentemente a área em planta, além de estimar a vazão

requerida da água de resfriamento para o projeto da tubulação da Linha 104, e da linha

105 que leva a água que sai do Condensador para a tubovia. Já para a Linha 103, a

vazão de gasolina crua pode ser inferida a partir da Introdução. O Condensador foi

estimado como tendo 6,096m de comprimento dos tubos e diâmetro externo do casco de

0,8m. Para a área em planta, assumiu-se tanto para este equipamento como para o Kettle

8m de comprimento total.

Quanto ao número de equipamentos, 1 Condensador é suficiente para a tarefa

térmica, colocou-se mais um em bypass. Para o Refervedor, 2 equipamentos são

suficientes, colocou-se mais 1 em standby. Essas escolhas foram feitas visto que a

operação típica em refinarias é uma operação contínua, logo, isto ajuda quando se

precisam fazer paradas programadas, como por exemplo, manutenções.

4.2 Pontos de Operação e de Projeto das Linhas

A temperatura de projeto (𝑇𝑝𝑟𝑜𝑗) e a pressão de projeto (𝑃𝑝𝑟𝑜𝑗) são determinadas

de acordo com as condições mais severas que podem ocorrer para uma dada tubulação

em serviço. Para a Linha 100, na Tabela 4.8, a temperatura de projeto foi estimada em

350ºC, um valor típico que pode se chegar no fundo de uma torre de destilação

atmosférica. Já nas Linhas 101 e 102, a temperatura de projeto considerou uma

temperatura máxima de vapor saturado disponível de 360ºC. Na Linha 103, considerou-se

a temperatura de lavagem com vapor de 150ºC, já para as Linhas 104 e 105, considerou-

se 60ºC a temperatura máxima que a tubulação pode atingir. Essas informações podem

ser vistas da Tabela 4.8 até a Tabela 4.13.

Para as pressões de projeto das Linhas 100, 102, 103, 104 e 105, fez-se uma

primeira aproximação para o golpe de aríete, conforme TELLES [19], considerando uma

38

pressão de choque de 1,2 Mpa para cada m/s de velocidade do líquido, e somou-a com a

pressão de operação (𝑃𝑜𝑝). Para a Linha 101, considerou-se a pressão de projeto como a

própria pressão de saturação para a temperatura de projeto de 360ºC.

Tabela 4.8 – Ponto de Projeto da Linha 100

Refervedor - Tubovia

Fluido Resíduo (líq.)

D[in] 14

v[m/s] 1,57

𝑇𝑜𝑝 [ºC] 310

𝑃𝑜𝑝 [Mpa] 0,10

𝑇𝑝𝑟𝑜𝑗 [ºC] 350

𝑃𝑝𝑟𝑜𝑗 [Mpa] 1,98


Tubovia - Refervedor

Fluido Vapor d'água sat

D [in] 2

v [m/s] 56,45







Fluido Condensado (água)

D [in] 10

v [m/s] 2,26





39


Condensador - Vaso de Acumulação

Fluido Raw Gasoline (líq.)

D [in] 10

v [m/s] 2,06






Tubovia - Condensador


D [in] 3

v [m/s] 2,36






Condensador - Tubovia


D [in] 3

v [m/s] 2,36





4.3 Seleção de Materiais e Cálculo de Espessura de Parede

As escolhas para a seleção de material das tubulações ocorreram conforme a

norma Petrobrás N-1693 [21], que define as diretrizes para a padronização de material de

tubulação para instalações de refino e de transporte, mas também pelo uso da norma

Petrobrás N-76 [22], que complementa [21] e padroniza os materiais a serem utilizados

nas instalações mencionadas. Contudo, em alguns casos específicos, seguiu-se a

40

recomendação dada por TELLES [23] visto que este autor foi mais específico quanto a

sua recomendação, no que diz respeito ao fluido e as condições de operação,

apresentando maior similaridade com o presente projeto. Haja vista que não se conhece a

quantidade de ácidos naftênicos deste óleo, informação primordial para a seleção

adequada de material para resistir a corrosão, assumiu-se que KOH < 0,5, mas com teor

de enxofre maior do que 3%, isso significa uma situação com corrosão significativa,

exigindo aço-liga, mas não tão severa quanto o KOH > 0,5 – 1,0, que exigiria como

qualidade mínima o aço inoxidável 316. Portanto, para uma decisão final quanto ao

material é importante saber a composição de ácidos naftênicos. Para efeitos deste

trabalho, optou-se por não escolher imediatamente algum aço inoxidável, visto o custo

deste material, no entanto fica a ressalva de que a escolha aqui feita é condicionada ao

KOH < 0,5, e logo precisa ser revista quando se obtiver a informação em questão.

Tendo selecionado os materiais para as 6 linhas, calculou-se a espessura mínima

da tubulação por meio da equação (4.1), dada em [19]. Para a tensão admissível, usou-se

a norma ASME B31.1 Power Piping para as Linhas 2 e 3, e a norma ASME B31.3 Process

Piping para as outras. A diferença entre essas duas normas é que a Power Piping assume

tensões admissíveis menores para um mesmo material, quando se trata de linhas de

Centrais de Vapor. Os valores da tensão admissível foram extraídos de [19].

𝑡𝑚 = 1,143 [

𝑃 𝐷

2 (𝑆ℎ 𝐸 + 𝑃𝑌)+ 𝐶] (4.1)

Sejam:

𝑡𝑚 – espessura mínima de parede do tubo, em [in]

P – pressão interna de projeto, em [psig]

D – diâmetro externo, em [in]

𝑆ℎ – tensão admissível na temperatura de projeto, em [psi]

E – coeficiente de eficiência da solda, E=1 para tubos em costura

Y – coeficiente de redução, de acordo com material e temperatura. Para

aços carbono e outros aços ferríticos Y=0,4 para temperaturas de até

485ºC.

C – margem para corrosão, em [in]

41

A espessura escolhida para cada tubulação foi a espessura imediatamente

superior a mínima calculada, de acordo com as recomendações de TELLES [20] de

diâmetros mais usuais, bem como respeitando as recomendações do mesmo autor em

[19] para as espessuras mínimas estruturais de série 80 para diâmetros nominais de até

1-1/2” (inclusive), série 40 para diâmetros de 2” até 12” (inclusive) e 9mm (3/8”) para 14”

ou mais.

Outro ponto importante é estimar a espessura de isolamento térmico para então

descrever a metodologia usada para o cálculo de flexibilidade. Esta estimativa foi feita

usando o Anexo VI [24], usando como material o hidrossilicato de cálcio para

temperaturas de operação (𝑇𝑜𝑝) a partir de 75ºC. É importante mencionar que este

isolamento térmico deve ser protegido, por exemplo, com uma chapa lisa de aço inox, que

deverá ser soldada, já que as tubulações estão sujeitas a intempéries.

Devido a temperatura de operação mínima mencionada, as Linhas 103, 104 e 105

não precisarão de isolamento térmico. O isolamento foi estimado apenas para que se

pudesse calcular as distâncias mínimas entre as linhas de centro dos tubos ao longo da

unidade, inclusive na tubovia, sendo a recomendação usada se encontra no Anexo VII.

Para os tubos na tubovia, assumiu-se uma bitola imediatamente acima da que foi usada

para cada tubulação projetada. As tabelas 4.14 até a 4.19 mostram as especificações das

tubulações conforme a metodologia aqui apresentada.

Tabela 4.14 – Especificação Linha 100


Fluido Resíduo (líq.)

D [in] 14

𝐷𝑒𝑥𝑡 [mm] 355,6

v [m/s] 1,57



Material Aço-Liga 5 Cr-1/2 Mo

Especificação ASTM A335 Gr. P5 (SC)

Margem corrosão [mm] 3

Esp. Min (𝑡𝑚) [mm] 6,9

Especificação do Tubo 14" Std 30

Esp. Isol. Tem [mm] 89

𝐷𝑒 [mm] 533,6

42


Tubovia - Refervedor

Fluido Vapor d'água sat

D [in] 2


v [m/s] 56,45



Material Aço Liga 1 1/4 Cr 1/2 Mo

Especificação ASTM A335 P11 (SC)

Margem corrosão [mm] 1,6


Especificação do Tubo 2" 160

Esp. Isol Tem [mm] 63

𝐷𝑒 [mm] 186,3



Fluido Condensado (água)

D [in] 10

𝐷𝑒𝑥𝑡 [mm] 273

v [m/s] 2,26



Material Aço Carbono

Especificação API 5L Gr B (SC)




Esp. Isol Tem [mm] 92

𝐷𝑒 [mm] 457

43


Refervedor - Saída da Unidade

Fluido Raw Gasoline (líq.)

D [in] 10

𝐷𝑒𝑥𝑡 [mm] 273

v [m/s] 2,06








Esp. Isol Tem [mm] -

𝐷𝑒 [mm] 273

Tabela 4.18 – Especificação da Linha 104

Tubovia - Condensador


D [in] 3


v [m/s] 2,36









𝐷𝑒 [mm] 88,9

44

Tabela 4.19 – Especificação da Linha 105

Condensador - Tubovia


D [in] 3


v [m/s] 2,36









𝐷𝑒 [mm] 88,9

4.4 Cálculo de Flexibilidade

O cálculo de flexibilidade é algo de grande importância no projeto de tubulações,

sempre que houver uma variação de temperatura em uma tubulação haverá variação no

comprimento, portanto, onde houver fixações, suportes ou equipamentos conectados

surgirão reações internas devido a essas dilatações ou contrações dos tubos. De acordo

com a magnitude dessas reações as tubulações ou equipamentos podem se romper

tendo potencialmente riscos materiais, ambientais e/ou de vidas humanas.

Há vários métodos para o cálculo de flexibilidade, que de forma geral se resumem

a três tipos, conforme [19]: O Método Analítico Geral, que é mais completo, mas devido

ao grande número de equações é bem trabalhoso de se fazer manualmente,

alternativamente pode-se programá-lo computacionalmente ou usar softwares comerciais

que o utilizam; Métodos gráficos que resolvem configurações específicas; por último,

métodos simplificados que se aplicam a diversas configurações. Os métodos simplificados

são bem úteis para uma análise preliminar de um projeto de tubulações ou para uma

verificação final de uma tubulação com serviços que não sejam muito severos.

Neste trabalho foi usado um método simplificado para uma análise preliminar das

tubulações, utiliza-se o Método da Viga em Balanço Guiada, contudo, devido as altas

temperaturas que alguns tubos são submetidos, a alta rigidez devido a grandes diâmetros

e também visando economia de materiais seria necessário usar o Método Analítico Geral.

45

De qualquer forma, o Método da Viga em Balanço Guiada é considerado conservativo,

visto que ele não considera que os ângulos se deformem ou rotacionem, não levando em

conta essa flexibilidade adicional que as tubulações reais possuem. Contudo, não é

possível garantir que qualquer sistema estará a favor da segurança.

O projeto se inicia com o traçado das tubulações, que não podem ser

completamente lineares, mudanças de direção na tubulação são muito importantes para

acomodar dilatações térmicas. Todos os métodos citados consistem em propor um

traçado e então verificar se há flexibilidade suficiente, ou seja, se as reações internas são

menores do que a tubulação pode suportar.

De acordo com TELLES [19], o Método da Viga em Balanço Guiada pode ser

usado para qualquer configuração, mas tem algumas premissas, dentre as quais: Todos

os lados sejam retos e paralelos a uma das direções ortogonais; Todos os lados façam

ângulo reto entre si; Todos os lados sejam constituídos com tubos de mesmo material,

diâmetro e espessura de parede; E que o sistema tenha apenas como restrições os

extremos, não podendo haver nenhuma restrição intermediária.

Vale ressaltar que a dilatação unitária (e), módulo de elasticidade na temperatura

de trabalho (𝐸ℎ), módulo de elasticidade a temperatura ambiente (𝐸𝑐), tensão admissível

na temperatura de trabalho (𝑆ℎ), tensão admissível a temperatura ambiente (𝑆𝑐) e

momento de inércia (I) foram todos tirados das tabelas de [19].

As dilatações (𝛿) em cada lado podem ser calculadas por (4.2), bastando

multiplicar o coeficiente de dilatação unitária do material (e) pelo comprimento do lado (L).

Entende-se por lado cada segmento da tubulação em uma determinada direção, antes de

uma mudança de direção.

𝛿 = 𝑒 ∗ 𝐿 (4.2)

Sejam:

𝛿 – dilatação, em [in]

e – dilatação unitária, em [in/ft]

L – comprimento, em [ft]

Para que o sistema seja considerado com flexibilidade suficiente, as tensões

máximas em todos os lados e em todas as direções devem ser inferiores à tensão

admissível (4.3), mas antes precisa-se das constantes 𝐾𝑥 (4.4), 𝐾𝑦 (4.5) e 𝐾𝑧 (4.6). As

dilatações totais (∆𝑥, ∆𝑦 𝑒 ∆𝑧) são calculadas somando-se algebricamente as dilatações de

46

cada um dos lados, sendo que apenas o valor absoluto das dilatações totais é importante.

Para maior clareza, isto pode ser visto em (4.7), (4.8) e (4.9).

𝑆𝑎 = 𝑓 (1,25 𝑆𝑐 + 0,25 𝑆ℎ) (4.3)

Sejam:

𝑆𝑎 – tensão admissível combinada, em [psi]

𝑓 – fator de redução para serviços cíclicos, f=1 para até 7000 ciclos

𝑆𝑐 – tensão admissível na temperatura ambiente, em [psi]

𝑆ℎ – tensão admissível na temperatura de trabalho, em [psi]

𝐾𝑥 =

𝐸𝑐 ∗ 𝐷 ∗ ∆𝑥

48(∑ 𝐿𝑦3 + ∑ 𝐿𝑧

3) (4.4)

𝐾𝑦 =

𝐸𝑐 ∗ 𝐷 ∗ ∆𝑦

48(∑ 𝐿𝑥3 + ∑ 𝐿𝑧

3) (4.5)

𝐾𝑧 =

𝐸𝑐 ∗ 𝐷 ∗ ∆𝑧

48(∑ 𝐿𝑥3 + ∑ 𝐿𝑦

3 ) (4.6)

∆𝑥 = Σ 𝛿𝑥 (4.7)

∆𝑦 = Σ 𝛿𝑦 (4.8)

∆𝑥 = Σ 𝛿𝑧 (4.9)

Sejam:

𝐾𝑥 , 𝐾𝑦 , 𝐾𝑧 – constantes

𝐸𝑐 – módulo de elasticidade a temperatura ambiente, em [psi]

𝐷 – diâmetro externo, em [in]

∆𝑥 , ∆𝑦 , ∆𝑧 – dilatações totais, em [in]

𝐿𝑥 , 𝐿𝑦

, 𝐿𝑧 – comprimentos nas direções x, y e z, em [ft]

𝛿𝑥 , 𝛿𝑦

, 𝛿𝑧 – dilatações nas direções x, y e z, em [in]

47

Quanto ao cálculo das tensões máximas, para exemplificar, o lado 𝐿1 na direção x

têm componentes de tensões 𝑆1𝑦 (4.10) na direção y e 𝑆1𝑧 (4.11) na direção z. A tensão

máxima em cada lado é a composição da tensão das outras duas direções, representada

por 𝑆𝑛 (4.12), caso o lado esteja na direção x, a tensão máxima é composta pelas tensões

nas direções y e z. Na prática, não é usual compor as tensões para compensar a não

consideração da elasticidade adicional que as mudanças de direção e torções

proporcionam. Optou-se por calcular o valor da tensão em cada lado, nas três direções

ortogonais, e garantir que elas (𝑆𝑥, 𝑆𝑦 e 𝑆𝑧) sejam menores do que a tensão admissível,

dada por (4.3).

É importante reiterar que 𝑆𝑛, dado por (4.12), é a tensão de um lado na direção x,

caso o lado fosse na direção y, a tensão máxima seria dada pelas tensões em x e em z, e

no último caso, em que o lado fosse na direção z, a tensões usadas para o cálculo seriam

em x e em y.

𝑆1𝑦 = 𝐾𝑦 ∗ 𝐿1 (4.10)

𝑆1𝑧 = 𝐾𝑧 ∗ 𝐿1 (4.11)

Sejam:

𝑆𝑥 , 𝑆𝑦 , 𝑆𝑧 – tensões máximas, em [psi]

𝐾𝑥 , 𝐾𝑦 , 𝐾𝑧 – constantes, calculadas em (4.4), (4.5) e (4.6)

L – comprimento do lado, em [ft]

𝑆𝑛 = √𝑆1𝑦

2 + 𝑆1𝑧2 (4.12)

Após o cálculo das tensões máximas é importante calcular as reações nos

extremos. Mais uma vez, para o exemplo do lado 1 na direção x, as reações serão nas

direções y e z. Logo, os momentos resistentes são dados por (4.13) e (4.14), bem como

as forças resistentes por (4.16) e (4.17). Basta usar-se de analogia para aplicar isto para

um lado em qualquer direção, seja ela x, y ou z.

𝑀1𝑦 = 𝐶 ∗ 𝑆1𝑧 (4.13)

48

𝑀1𝑧 = 𝐶 ∗ 𝑆1𝑦 (4.14)

𝐶 =

𝐼

6𝐷

𝐸ℎ

𝐸𝑐 (4.15)

Sejam:

𝑀𝑥 , 𝑀𝑦 , 𝑀𝑧 – momentos resistentes nos extremos, em [ft.lb]

C – constante

𝑆𝑥 , 𝑆𝑦 , 𝑆𝑧 – tensões máximas, em [psi]

𝐸ℎ – módulo de elasticidade a temperatura de trabalho, em [psi]

𝐸𝑐 – módulo de elasticidade a temperatura ambiente, em [psi]

𝐼 – momento de inércia, em [𝑖𝑛4]

D – diâmetro externo, em [in]

𝑅𝑦 =

2 ∗ 𝑀1𝑧

𝐿1 (4.16)

𝑅𝑧 =

2 ∗ 𝑀1𝑦

𝐿1 (4.17)

Sejam:

𝑅𝑥 , 𝑅𝑦 , 𝑅𝑧 – forças resistentes nos extremos, em [lb]

𝑀𝑥 , 𝑀𝑦 , 𝑀𝑧 – momentos resistentes nos extremos, em [ft.lb]

L – comprimento do lado extremo, em [ft]

É importante mencionar que deve se tomar um cuidado especial com os esforços

nos extremos quando eles representarem máquinas, como bombas, compressores,

turbinas ou equipamentos que possuam peças em movimento. Para o presente projeto,

este não é o caso, as linhas aqui projetadas são entre equipamentos ou entre

equipamentos e outras tubulações.

De acordo com [19], para equipamentos de caldeiraria fabricados em chapas de

aço, como trocadores de calor, torres ou ainda, vasos, estes esforços em geral não são

graves, e que quando uma tubulação atende ao critério de flexibilidade os valores das

reações nos extremos estão geralmente muito abaixo dos limites admissíveis. Isto ocorre

49

principalmente por dois motivos, o primeiro é que nestes equipamentos fabricados em

chapas de aço podem ser tolerados pequenas deformações locais, que não prejudiquem

o funcionamento, e segundo, que as tensões provenientes dessas deformações

decrescem com o tempo. Mas é importante dizer que isto pode se tornar grave com um

número elevado de aquecimentos e resfriamentos, gerando trincas por fadiga.

Tendo então apresentado a metodologia usada para o cálculo de flexibilidade,

foram propostas configurações para o traçado das tubulações até que se chegou a uma

configuração final em que as tensões em cada segmento são menores do que a tensão

admissível combinada (𝑆𝑎). O Apêndice III mostra o resultado final do cálculo de

flexibilidade para cada Linha, mostrando detalhadamente a tensão em cada direção, para

cada segmento da tubulação, bem como as reações calculadas nos extremos.

A Figura 4.1 ilustra como os equipamentos estão dispostos no layout final da

planta, que foi obtido após se fazer o cálculo de flexibilidade para todas as linhas e

compatibilizá-las. Os objetivos deste trabalho já foram explicados de forma clara, mas

talvez seja importante reiterar que o dimensionamento de suportes, o projeto de

instrumentação e o de controle não fazem parte do escopo desta monografia, eles são

muito importantes no projeto de tubulações, mas não são pertinentes a esta tese.

Figura 4.1 – Equipamentos na Planta

50

A Figura 4.1 serve para mostrar ao leitor uma primeira imagem da planta, sem

estar abarrotada com tantas informações. Um detalhamento desta figura é necessário e

será mostrado ao longo deste Capítulo.

O software AutoCAD Plant 3D, da Autodesk, foi usado para uma modelagem 3D

dos equipamentos e linhas projetadas neste trabalho. As Figuras 4.2 e 4.3 representam o

Refervedor, na cor preta, com suas respectivas tubulações projetadas. A linha de número

100 leva o resíduo atmosférico que sai deste equipamento, ela é representada em ciano.

A linha de número 101 leva vapor saturado para o Refervedor, ela é representada na cor

amarela. A última, a linha 102, é a tubulação de condensado que sai do equipamento,

representada na cor vermelha. É importante comentar a necessidade de se colocar

purgadores de vapor tanto na linha 102, do condensado que sai do equipamento quanto

na linha 101, na derivação que foi representada no desenho, em virtude de uma subida

desta tubulação. Os purgadores destas linhas não foram dimensionados neste trabalho.

Figura 4.2 – Refervedor, Isométrico 1

51

Figura 4.3 –– Refervedor, Isométrico 2

As Figuras 4.4 até a 4.7 representam as outras três linhas projetadas (103 a 105),

bem como os dois Condensadores, em uma plataforma elevada, acima de um Vaso de

Acumulação. Na Figura 4.4, deu-se o enfoque para a linha 103, que leva a gasolina crua

já condensada para o Vaso de Acumulação, ela está na cor vermelha, apenas um

condensador funciona por vez, eles estão em by-pass.

A Figura 4.5 enfoca as linhas 104 e 105, a primeira está na cor preta e representa

a água de resfriamento que entra no condensador, a segunda está na cor amarela e

representa a água de retorno, ou seja, é a água que sai do equipamento após ter trocado

calor.

Na Figura 4.6, pode-se ver a plataforma onde estão os condensadores, bem como

todas as 3 linhas de tubulação. Adicionalmente, mostrou-se parte de um tubo na cor

verde, saindo da parte de baixo do Vaso, apenas para representar a distância ao solo que

terá esta tubulação. A Figura 4.7 mostra mais detalhes da plataforma.

É importante dizer que não foram representadas grades de proteção, escadas,

apoios para os equipamentos, entre outras coisas, a modelagem foi feita de forma

simplificada para ilustrar e facilitar o entendimento do que foi feito neste trabalho.

52

Figura 4.4 – Equipamentos, Isométrico 1

Figura 4.5 – Equipamentos, Isométrico 2

53

Figura 4.6 – Plataforma, Vista

Figura 4.7 – Plataforma, Isométrico

54

Tendo mostrado as ilustrações das linhas e dos equipamentos, falta apenas

mostrar a planta de tubulações, indicando cotas, elevações, linhas e equipamentos nesta

Unidade. Para melhor visualização da planta de tubulações, ela foi colocada no Apêndice

IV.

55

5 Conclusão

Esta monografia tem como tema central a atividade de refino de petróleo, tema

este que impacta diretamente a sociedade nos âmbitos econômico, social e ambiental. A

partir dos dados iniciais da refinaria do presente projeto, mostrados na Introdução, foi

possível estimar as propriedades térmicas e físicas dos fluidos de trabalho que foram

usados nos equipamentos pertinentes a este trabalho. A metodologia para a obtenção

destas propriedades pode ser encontrada no Capítulo 2.

No Capítulo 3, foi possível dimensionar trocadores de calor do tipo casco e tubos

para vaporizar o produto de fundo da coluna de fracionamento da refinaria em questão. O

número de Refervedores calculado para atender a demanda térmica da torre foi de 2,

adicionou-se um terceiro trocador para permitir manutenções programadas, haja vista o

processo contínuo de uma refinaria. Para o cálculo destes equipamentos, um programa

em linguagem Python foi escrito para auxiliar na seleção de parâmetros geométricos, visto

que o método usado é muito sensível ao input de uma geometria proposta, para que

então se verifique se ela é aceitável ou não. Atingiu-se o primeiro objetivo específico.

No Capítulo 4, mostrou-se a metodologia usada para o projeto mecânico de

tubulações de algumas linhas desta unidade. A partir de informações dos três capítulos

anteriores, pôde-se projetar tais linhas para atender aos seus respectivos processos,

selecionou-se materiais adequados conforme normas vigentes e por meio de boas

práticas, cujas referências bibliográficas podem ser encontradas ao longo do texto. Tendo

dimensionado as tubulações para resistir às condições de projeto, foi especialmente

importante fazer o cálculo de flexibilidade das tubulações, visto que alterou

consideravelmente o traçado das linhas. O segundo objetivo também foi atingido.

Tendo em vista a complexidade e o elevado número de processos que ocorre em

uma unidade, limitou-se nesta tese a 2 objetivos específicos. Para projetos futuros desta

mesma unidade, sugere-se o projeto térmico do Condensador, o projeto mecânico de

todos os trocadores de calor envolvidos, o dimensionamento das bombas da unidade, a

instrumentação e controle das tubulações. Além disso, dada a severidade do serviço,

seria importante fazer o cálculo de flexibilidade pelo Método Analítico Geral, bem como

interessante economicamente otimizar o projeto térmico do Refervedor.

56

Referências Bibliográficas

[1] IBGE - Instituto Brasileiro de Geografia e Estatística. Pesquisa Industrial Anual

Produto: Tabelas 2014 [S.l.]. Disponível em:

<https://www.ibge.gov.br/home/estatistica/economia/industria/pia/produtos/produto2014/d

efaulttab_xls.shtm>. Acesso em: 23 jun. 2017.

[2] NETO, A. A., GURGEL, A. DEQ0370 – Refino de Petróleo e Petroquímica [S.l.].

Aulas Expositivas do Núcleo de Ensino e Pesquisa em Petróleo e Gás UFRN. Disponível

em: <http://www.nupeg.ufrn.br/downloads.html>. Acesso em: 22 jun. 2017.

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[4] FAHIM, M. A., AL SAHHAF, T. A., ELKILANI, A. S., 2010, Fundamentals of

Petroleum Refining. 1 ed. Amsterdam, Elsevier.

[5] GARY J. H., HANDWERK, G. E., 2001, Petroleum Refining – Technology and

Economics, 4 ed. New York, Marcel Dekker.

[6] GREEN, D. W., PERRY, R. H., Perry’s Chemical Engineers’ Handbook, 8 ed. New

York, McGraw-Hill.

[7] ASTM – American Society for Testing Materials. ASTM Standard D86-17: Standard

Test Method for Distillation for Petroleum Products, 2017.

[8] API, 1997, Technical Databook – Petroleum Refining. 6 ed. Refining Department.

[9] NELSON, W. L., 1958, Petroleum Refinery Engineering, 4 ed. New York, McGraw-

Hill.

57

[10] LINSTROM, P. J., MALLARD, W. G., NIST Chemistry WebBook [S.l.]. NIST

Standard Reference Database Number 69, National Institute of Standards and

Technology. Disponível em: <doi:10.18434/T4D303>. Acesso em 30 jun. 2017

[11] KELL, G. S., 1975, “Density, Thermal Expansivity, and Compressibility of Liquid Water

from 0ºC to 150ºC: Correlations and Tables for Atmospheric Pressure and Saturation

Reviewed and Expressed on 1968 Temperature Scale” - Journal of Chemical and

Engineering Data, v. 20, n. 1, pp. 97-105.

[12] OSBORNE, N. S., STIMSON, H. F., GINNINGS, D. C., 1939, “Thermal Properties of

Saturated Water and Steam”, Journal of Research of the National Bureau of

Standards, v. 23, pp. 197.

[13] KERN, D. Q., 1965, Process Heat Transfer. 1 ed. New York, McGraw-Hill.

[14] Standards of Tubular Exchanger Manufacturers Association. 8 ed. New York, 1999.

[15] PALEN, J. W.,1998, Heat Exchanger Design Handbook, v. 3, 2 ed. New York,

Begell House.

[16] SERTH, R. W., LESTINA, T. G., 2014, Process Heat Transfer – Principles,

Applications and Rules of Thumb, 2 ed. Amsterdam, Elsevier.

[17] COULSON, J. M., RICHARDSON, J. F., Chemical Engineering Design, v. 6, 4 ed.

Amsterdam, Elsevier.

[18] MUKHERJEE, R., 2004, Practical Thermal Design of Shell-and-Tube Heat

Exchanger, 1 ed. New York, Begell House.

[19] TELLES, P. C., 2014, Tubulações Industriais: Cálculo. 9 ed. Rio de Janeiro, Grupo

Editorial Nacional (GEN).

[20] TELLES, P. C., Barros, D., 2011, Tabelas e Gráficos para Projetos de Tubulações.

7 ed. Rio de Janeiro, Interciência.

58

[21] N-1693, Diretrizes para Elaboração de Padronização de Material de Tubulação

para Instalações de Refino e Transporte. Normas Técnicas Petrobrás, Rev. F.,

CONTEC, 2012.

[22] N-76, Materiais de Tubulação para Instalações de Refino e Transporte. Normas

Técnicas Petrobrás, Rev. F., CONTEC, 2012.

[23] TELLES, P. C., 2003, Materiais para Equipamentos de Processo. 6 ed. Rio de

Janeiro, Interciência.

[24] TELLES, P. C., 2014, Tubulações Industriais: Materiais, Projeto e Montagem. 10

ed. Rio de Janeiro, LTC.

[25] Kellogg Company, M. W., 1967, Design of Piping Systems, 2 ed. New York, John

Wiley & Sons.

59

Anexo I – Fator de Compressibilidade [8]

A tabela a seguir é da referência [8], no Procedimento 6B1.1, e está sendo usada

para o cálculo de compressibilidade do vapor da fração de petróleo.

60

Anexo II – Latente de Vaporização [9]

A figura a seguir, de [9], mostra o calor latente de vaporização do petróleo.

61

Anexo III – Número de Tubos [17]

62

Anexo IV – “Dome Segment Area” [16]

63

Anexo V – Tubos para trocadores [14]

64

Anexo VI – Isolamento Térmico [24]

65

Anexo VII – Distância entre tubos [24]

66

Apêndice I – Simulação do Refervedor

#Código do Programa de simulação escrito em linguagem Python

import time

start_time = time.time()

from math import *

################################################################################

#Dados de entrada

api=26.

kuop=11.7

BR=20. #Boiling Range [K]

Q = (30000/24.)*0.45/0.6 #Vazao que chega ao Refervedor [m3/h]

t1=300. #Tin oleo Ref [ºC]

t2=310. #Tin oleo Ref [ºC]

Pop=1.*101.325 #Pressao de Operacao [KPa]

Pop_psi=Pop/6894.76 #Pressao de Operacao [Psi]

taxa_vap=0.4 #40% Vaporiz no Ref

db=[0.8,0.9,1.0,1.1,1.2,1.3,1.4,1.5,1.6,1.7,1.8,1.9] #Bundle Diameter [m]

l=[2.4384,3.048,3.6576,4.8768,6.096] #Comprimento dos Tubos[m]

################################################################################

#Propriedades Vapor agua sat em Tproj, NIST

cp_a=[15535] #Cp vapor agua sat [J/kg.K]

cv_a=[3698.5] #Cv vapor agua sat [J/kg.K]

hlv_a=[0.9219] #Entalpia de vaporiz agua [MJ/kg]

P_a=[161.28] #Pressão vap agua sat [bar]

rho_a=[108.88] # Massa esp vap agua sat [kg/m3]

67

T_a=[348] # Temp Vapor agua Sat [ºC]

i=0 #Tsat vapor agua sat 348C

Tsat=T_a[i]

Psat=P_a[i]

rho_sat=rho_a[i]

hlv_sat=hlv_a[i]

cp_sat=cp_a[i]

################################################################################

#Propriedades agua liq

def rho_a( Temperatura_Celcius ):

"Retorna a densidade da agua em Kg/m3"

T=Temperatura_Celcius

rho_agua=(999.83952+16.945176*T-7.9870401*0.001*T**2-

46.170461*0.000001*T**3+105.56302*\

0.000000001*T**4-280.54253*0.000000000001*T**5)/(1+16.87985*0.001*T)

# print "rho_agua= ",rho_agua, " Kg/m3"

return rho_agua

rho_a_liq=rho_a(T_a[i])

################################################################################

#Propriedades Oleo na temperatura media

hlv_o=(85.*2326)/(1*10**6) #[MJ/kg] NELSON

def rho_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna a densidade do oleo em Kg/m3"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

68

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

Zra=((1./(S*0.999014))*(Ppc*0.068046)*(1.8/Tpc)*(W/82.057338))**(1/(1+(1-

(60+459.67)/Tpc)**(2./7)))

rho0=(1./82.057338)*(1.8/Tpc)*(Ppc*0.068046)*(1./(Zra**(1+(1-((T+459.7)/Tpc))**(2./7))))*W

m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3

B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9./5+32)+4.9547+0.7133*rho0)

X=(B20-100000.)/23170

Bt=m*X+Bi

rho_o=(rho0)/(1.-(P/Bt))

# print "rho_oleo= ",rho_o, " Kg/m3"

return rho_o*1000.

def mu_o ( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna a viscosidade do oleo em m2/s"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

69

Zra=((1./(S*0.999014))*(Ppc*0.068046)*(1.8/Tpc)*(W/82.057338))**(1/(1+(1-

(60+459.67)/Tpc)**(2./7)))


m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3

B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9./5+32)+4.9547+0.7133*rho0)

X=(B20-100000.)/23170

Bt=m*X+Bi


nu_ref=10**(-1.35579+8.16059*0.0001*Tb+8.38505*0.0000001*Tb**2)

nu_cor=10**((3.4931*10-8.84387*0.01*Tb+6.73513*0.00001*Tb**2-

1.01394*0.00000001*Tb**3)+\

(-2.92649+6.98405*0.001*Tb-

5.09947*0.000001*Tb**2+7.49378*0.0000000001*Tb**3)*(kuop))

nu100=nu_ref+nu_cor

nu210=10**(-1.92353+2.41071*0.0001*Tb+0.5113*log10(Tb*nu100))

Z1=nu100+0.7+exp(-1.47-1.84*nu100-0.51*nu100**2)

Z2=nu210+0.7+exp(-1.47-1.84*nu210-0.51*nu210**2)

B=(log10(log10(Z1))-log10(log10(Z2)))/(log10(100+459.67)-log10(210+459.67))

Z=10**(10**(log10(log10(Z2))+B*(log10(1.8*T+459.67)-log10(100+459.67))))

nu=(Z-0.7-exp(-0.7487-3.295*(Z-0.7)+0.6119*(Z-0.7)**2-0.3193*(Z-0.7)**3))

mu0=(nu*0.00001076*62.428*rho_o)/(0.0006721)

mu_oleo=0.001*abs(mu0)*10**abs(((P-14.6959)*(-0.0102+0.04042*mu0**0.181)/1000.))

# print "mu_oleo= ",mu_oleo, "m2/s"

return mu_oleo

def cp_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna o calor escpecifico do oleo em J/Kg.Celcius"


api=API

70

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

Cp_oleo=4186.800000009*((-1.17126+(0.023722+0.024907*S)*kuop+(1.14982-

0.046535*kuop)/S)+(0.0001*(1+0.82463*kuop)*\

(1.12172-0.27634/S))*(1.8*T+491.67)+(-0.00000001*(1+0.82463*kuop)*(2.9027-

0.70958/S))\

*(1.8*T+491.67)**2)

# print "Cp_oleo= ",Cp_oleo, " J/Kg.Celcius"

return Cp_oleo

def Pc_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna a Pressao Pseudocritica do oleo em kPa"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

Ppc=Ppc*6.89476

return Ppc

71

################################################################################

#Listas para armazenamento

tm=304.97 #Temp med. cal. do oleo

Bundle=[] #Diametro do Feixe tubular

Comprimento=[] #Comprimento do Feixe tubular

Coef_glob=[] #Coef global de trans. calor (U0)

Vvap=[] #Velocidade de Vapor agua saturado m/s

Vliq=[] #Velocidade de Liq agua saturado m/s

Tubo1=[] #Configuracao do Tubo 1

Tubo2=[] #Configuracao do Tubo 2

Dint=[] #Diametro interno do Tubo 1[mm]

Dint2=[] #Diametro interno do Tubo 2 [mm]

Dext1=[] #Diametro externo do Tubo 1[mm]

Dext2=[] #Diametro externo do Tubo 2[mm]

Nref=[] #Numero de Refervedores

Ntubes=[] #Numero de tubos total (Ntt)

Ntubes1=[] #Numero de tubos no primeiro passe

Ntubes2=[] #Numero de tubos no segundo passe

Duty_ref=[] #Tarefa termica por Refervedor [MW]

Fluxo_maxi=[] #Razao q_ponto/qb,max

Saturacao=[Tsat] #Tsat vapor agua [C]

Pressao=[Psat] #Psat vapor agua [bar]

Superdim=[] #Superdimensionamento de Area [%]

Acalculada=[] #Area calculada m2

Arequerida=[] #Area requerida m2

Rf_disp=[] #Rf disponivel

Coef_proj=[] #Coeff projeto Ud

#$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$

72

#Tubos da TEMA (69 configuracoes)

##tubo=['1/4 BWG 22','1/4 BWG 24','1/4 BWG 26','1/4 BWG 27','3/8 BWG 18','3/8 BWG 20','3/8

BWG 22','3/8 BWG 24','1/2 BWG 16','1/2 BWG 18','1/2 BWG 20','1/2 BWG 22',\

## '5/8 BWG 12','5/8 BWG 13','5/8 BWG 14','5/8 BWG 15','5/8 BWG 16','5/8 BWG 17','5/8 BWG

18','5/8 BWG 19','5/8 BWG 20','3/4 BWG 10','3/4 BWG 11','3/4 BWG 12',\

## '3/4 BWG 13','3/4 BWG 14','3/4 BWG 15','3/4 BWG 16','3/4 BWG 17','3/4 BWG 18','3/4 BWG


## '7/8 BWG 15','7/8 BWG 16','7/8 BWG 17','7/8 BWG 18','7/8 BWG 20','1 BWG 8','1 BWG 10','1

BWG 11','1 BWG 12','1 BWG 13','1 BWG 14','1 BWG 15','1 BWG 16','1 BWG 18',\

## '1 BWG 20','1-1/4 BWG 7','1-1/4 BWG 8','1-1/4 BWG 10','1-1/4 BWG 11','1-1/4 BWG 12','1-1/4

BWG 13','1-1/4 BWG 14','1-1/4 BWG 16','1-1/4 BWG 18','1-1/4 BWG 20',\

## '1-1/2 BWG 10','1-1/2 BWG 12','1-1/2 BWG 14','1-1/2 BWG 16','2 BWG 11','2 BWG 12','2 BWG

13','2 BWG 14']

##

##Do=[6.35,6.35,6.35,6.35,9.53,9.53,9.53,9.53,12.7,12.7,12.7,12.7,15.88,15.88,15.88,15.88,15.88,

15.88,15.88,15.88,15.88,\

##

19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,22.23,22.23,22.23,22.23,22.23,22.2

3,22.23,22.23,22.23,22.23,\

##

25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.7

5,31.75,31.75,\

## 33.1,33.1,33.1,33.1,50.8,50.8,50.8,50.8]

##

##dint=[4.93,5.23,5.44,5.54,7.04,7.75,8.10,8.41,9.40,10.21,10.92,11.28,10.34,11.05,11.66,12.22,1

2.57,12.93,13.39,13.74,14.10,\

##

12.24,12.95,13.51,14.22,14.83,15.39,15.75,16.10,16.56,17.27,15.42,16.13,16.69,17.40,18.01,18.5

7,18.92,19.28,19.74,20.45,\

73

##

17.02,18.59,19.30,19.86,20.57,21.18,21.74,22.10,22.91,23.62,22.61,23.37,24.94,25.65,26.21,26.9

2,27.53,28.45,29.26,29.97,\

## 31.29,32.56,33.88,34.80,44.70,45.26,45.97,46.58]

##

##t=[0.711,0.559,0.457,0.406,1.245,0.889,0.711,0.559,1.651,1.245,0.889,0.711,2.769,2.413,2.108,

1.829,1.651,1.473,1.245,1.067,\

##

0.889,3.404,3.048,2.769,2.413,2.108,1.829,1.651,1.473,1.245,0.889,3.404,3.048,2.769,2.413,2.10

8,1.829,1.651,1.473,1.245,\

##

0.889,4.191,3.404,3.048,2.769,2.413,2.108,1.829,1.651,1.245,0.889,4.572,4.191,3.404,3.048,2.76

9,2.413,2.108,1.651,1.245,\

## 0.889,3.404,2.769,2.108,1.651,3.048,2.769,2.413,2.108]

#Outros Diametros, ASME B36.10 e B36.19

tubo=['1/4 BWG 22','1/4 Std 40','1/4 Std 80','3/8 Std 40', '3/8 Std 80','1/2 Std 40','1/2 Std 80','1/2

Std 160','1/2 XXS','1/4 XS']

Do=[6.35,13.7,13.7,17.1,17.1,21.3,21.3,21.3,21.3,13.7]

dint=[4.93,9.2,7.7,12.5,10.7,15.8,13.8,11.8,6.4,7.7]

t=[0.711,2.23,3.02,2.31,3.2,2.77,3.73,4.75,7.47,3.02]

################################################################################

#Espessura minima de parede tmin[mm]

def t_min( P_MPa, Do_mm, Sh_MPa, margem_corr_mm ):

"Espessura minima de parede do tubo vapor sat em mm"

P=P_MPa*145.038

De=Do_mm/25.4

Sh=Sh_MPa*145.038

E=1.

74

Y=0.4

C=margem_corr_mm/25.4

tmin_in= 1.143 * (P*De/(2.*(Sh*E+P*Y)) + C) #in

tmin=tmin_in*25.4

return round(tmin,2)

#$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$

contador=0

Sh=103.42 #tensao adm material tubo na Tproj

for n in db:

Db=n

for m in l:

L=m

for i in range (50,100+1,1): #Vapor

v_vapor=i/10.

for w in range(1,25+1,1): #Liq

vl=w/10.

for z in dint:

di=z

do=Do[dint.index(di)]

tubo1=tubo[dint.index(di)]

thickness1=t[dint.index(di)]

Pt=1.25*do

for k in dint:

di2=k

do2=Do[dint.index(di2)]

tubo2=tubo[dint.index(di2)]

thickness2=t[dint.index(di2)]

75

if thickness1>=t_min(Psat/10.,do,Sh,0) and thickness2>=t_min(Psat/10.,do2,Sh,0):

for j in range (2,2+1): #Numero de Reboilers

contador+=1

Vz_o=Q/j #Vazao oleo por Refervedor [m3/kg]

m_ponto_o=Q*rho_o(tm,api,kuop,Pop_psi)/3600. #Vazao total oleo [kg/s]

m_ponto_o_ref=m_ponto_o/j #Vazao oleo por Refervedor [kg/s]

duty=m_ponto_o_ref*(cp_o(tm,api,kuop,Pop_psi)*(t2-t1)+taxa_vap*hlv_o*1E6)

duty=duty/(1E6) #MW

Vz_tubo=3600.*pi*((di/1000.)**2)*v_vapor/4 #Vazao vapor agua sat em 1 tubo

[m3/h]

m_ponto_sat=duty/hlv_sat #Vazao total vapor agua sat [kg/s]

Vz_tot=m_ponto_sat/rho_sat*3600. #Vazao total vapor agua [m3/h]

Ntt1=ceil(Vz_tot/Vz_tubo)

Ntt2=ceil(m_ponto_sat/(vl*rho_a_liq*pi*((di2/1000.)**2)/4.))

Ntt=Ntt1+Ntt2

k1=0.156

n1=2.291

Ntt_max=(k1*(Db*1000./do)**n1)/2. + (k1*(Db*1000./do2)**n1)/2.

A=pi*L*((do/1000.)*Ntt1 + (do2/1000.)*Ntt2) #Area proposta (A) [m2]

q_ponto=duty*1E6/A #[W/m2]

if q_ponto<37855 and Ntt<Ntt_max:

delta_t=abs(((Tsat-t2)-(Tsat-t1))/log((Tsat-t2)/(Tsat-t1))) #LMTD

Fc=1./(1.+0.023*(q_ponto**0.15)*(BR**0.75))

C1=1.

Fb=1.+0.1*((0.785*Db*1000)/(C1* ((Pt/do)**2) *do)-1.)**0.75

alfa_nc=250. #[W/m2.K]

Pc=Pc_o(tm,api,kuop,Pop_psi)

Pr=Pop/Pc

76

if Pr>0.2:

Fp=1.8*Pr**0.17;

if Pr<=0.2:

Fp=2.1*Pr**0.27+(9+1./(1.- Pr**2))*Pr**2

alfa_nb1=0.00417*Pc**0.69*q_ponto**0.7*Fp

alfa_b=alfa_nb1*Fb*Fc+alfa_nc

alfa_c=8500.

Rfb=0.007/5.6779 #[m2.K/W]

Upalen=(1./alfa_b+1./alfa_c+Rfb)**-1 #U0 c/ fouling

Uc=(1./alfa_b+1./alfa_c)**-1 #Uc (limpo)

U0=Upalen #Palen

Ud=(1./Uc + Rfb)**-1 #Palen

## U0=Uc #Kern

## Ud=q_ponto/(A*delta_t) #Kern

Rfdisp=1./Ud - 1./Uc

Ar=duty*1E6/(U0*delta_t) #Area requerida [m2]

superdim=(A-Ar)/Ar*100 #Superdimensionamento da area [%]

if Rfdisp>=Rfb:

if superdim>10:

q1=367.*Pc* (Pr**0.35) * ((1.-Pr)**0.9) #q1,max

psi_b=(pi*Db*L)/A

fi_b=3.1*psi_b

if fi_b>1:

fi_b=1.

qb=q1*fi_b #qb,max

razao=q_ponto/qb

if razao<=0.7:

if superdim<=15: #Armazenar

Vvap.append(v_vapor)

77

Vliq.append(vl)

Tubo1.append(tubo1)

Tubo2.append(tubo2)

Dint.append(di)

Dext1.append(do)

Dint2.append(di2)

Dext2.append(do2)

Nref.append(j)

Duty_ref.append(round(duty,2))

Superdim.append(round(superdim,2))

Acalculada.append(round(A,2))

Arequerida.append(round(Ar,2))

Fluxo_maxi.append(round(razao,2))

Ntubes.append(int(Ntt))

Ntubes1.append(int(Ntt1))

Ntubes2.append(int(Ntt2))

Comprimento.append(L)

Bundle.append(Db)

Coef_glob.append(round(U0,2))

Coef_proj.append(round(Ud,2))

Rf_disp.append(round(Rfdisp,5))

##print "Velocidade do Vapor[m/s] = ",Vvap

##print

##print "Velocidade do Liq[m/s] = ",Vliq

##print

##print "Tubo 1 = ",Tubo1

##print

##print "Tubo 2 = ",Tubo2

##print

##print "Diametro interno do tubo 1 [mm] = ",Dint

78

##print

##print "Diametro externo do tubo 1 [mm] = ",Dext1

##print

##print "Diametro interno do tubo 2 [mm] = ",Dint2

##print

##print "Diametro externo do tubo 2 [mm] = ",Dext2

##print

##print "Numero de Refervedores = ",Nref

##print

##print "Duty[MW] = ",Duty_ref

##print

##print "Superdimensionamento de Area [%] = ",Superdim

##print

##print "Area Calculada [m2] = ",Acalculada

##print

##print "Area Requerida [m2] = ",Arequerida

##print

##print "Razao q_ponto/qb,max = ",Fluxo_maxi

##print

##print "Numero de Tubos no passe 1 Ntt1 = ",Ntubes1

##print

##print "Numero de Tubos no passe 2 Ntt2 = ",Ntubes2

##print

##print "Numero Total de Tubos Ntt = ",Ntubes

##print

##print "Comprimento dos tubos = ",Comprimento

##print

##print "Diametro do feixe tubular = ",Bundle

##print

##print "Coef Global U0 = ",Coef_glob

##print

79

print

if len(Vvap)>0:

print len(Nref)," possibilidades"

print

print "max(Vliq) = ",max(Vliq)," ; ","Vvap = ",Vvap[Vliq.index(max(Vliq))]

print "Ntt1(max(Vliq)) = ",Ntubes1[Vliq.index(max(Vliq))]

print "Ntt2(max(Vliq)) = ",Ntubes2[Vliq.index(max(Vliq))]

print

print "max(Vvap) = ",max(Vvap)," ; ","Vliq = ",Vliq[Vvap.index(max(Vvap))]

print "Ntt1(max(Vvap)) = ",Ntubes1[Vvap.index(max(Vvap))]

print "Ntt2(max(Vvap)) = ",Ntubes2[Vvap.index(max(Vvap))]

print

print "FIM"

elapsed_time = time.time() - start_time

print "Iteracoes = ",contador/1e6," M"

print "Tempo de simulacao = ",round(elapsed_time/60.,2), " min"

80

Apêndice II – Condensador

from math import *

################################################################################

#Dados de entrada

api=60. #Gasolina, Curso de Refino UFRN

kuop=11.7

Q = (30000/24.)*0.3 #=375 m3/h (0.46kg/s) Vazao que chega ao Condensador [m3/h]

t1=32. #Tin agua Cd [ºC]

t2=35. #Tin agua Cd [ºC]

Tsat=40. #Tsat raw gasoline [ºC]

T1=Tsat

T2=Tsat

Pop=1.*101.325 #Pressao de Operacao [KPa]

Pop_psi=Pop/6894.76 #Pressao de Operacao [Psi]

db=[0.5,0.6,0.7,0.8,0.9,1.0,1.1,1.2,1.3,1.4,1.5] #Bundle Diameter [m]

l=[2.4384,3.048,3.6576,4.8768,6.096] #Comprimento dos Tubos[m]

################################################################################

#Propriedades Raw Gasoline Liq

def rho_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):



api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

81

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

Zra=((1./(S*0.999014))*(Ppc*0.068046)*(1.8/Tpc)*(W/82.057338))**(1/(1+(1-

(60+459.67)/Tpc)**(2./7)))


m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3

## rho_low=(Ppc*1.8*0.068046*W)/(Tpc*82.057338*Zra**(1./(1+(1-

(1.8*T+491.67)/Tpc)**(2./7))))

B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9./5+32)+4.9547+0.7133*rho0)

X=(B20-100000.)/23170

Bt=m*X+Bi



return rho_o*1000.

def mu_o ( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna a viscosidade do oleo em m2/s"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

82

Zra=((1./(S*0.999014))*(Ppc*0.068046)*(1.8/Tpc)*(W/82.057338))**(1/(1+(1-

(60+459.67)/Tpc)**(2./7)))


m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3


(1.8*T+491.67)/Tpc)**(2./7))))

B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9./5+32)+4.9547+0.7133*rho0)

X=(B20-100000.)/23170

Bt=m*X+Bi


nu_ref=10**(-1.35579+8.16059*0.0001*Tb+8.38505*0.0000001*Tb**2)

nu_cor=10**((3.4931*10-8.84387*0.01*Tb+6.73513*0.00001*Tb**2-

1.01394*0.00000001*Tb**3)+\

(-2.92649+6.98405*0.001*Tb-

5.09947*0.000001*Tb**2+7.49378*0.0000000001*Tb**3)*(kuop))

nu100=nu_ref+nu_cor

nu210=10**(-1.92353+2.41071*0.0001*Tb+0.5113*log10(Tb*nu100))

Z1=nu100+0.7+exp(-1.47-1.84*nu100-0.51*nu100**2)

Z2=nu210+0.7+exp(-1.47-1.84*nu210-0.51*nu210**2)

B=(log10(log10(Z1))-log10(log10(Z2)))/(log10(100+459.67)-log10(210+459.67))

Z=10**(10**(log10(log10(Z2))+B*(log10(1.8*T+459.67)-log10(100+459.67))))

nu=(Z-0.7-exp(-0.7487-3.295*(Z-0.7)+0.6119*(Z-0.7)**2-0.3193*(Z-0.7)**3))

mu0=(nu*0.00001076*62.428*rho_o)/(0.0006721)

## if mu0 < 0:

## return mu0=5.16/10000

## else:

## return 0.001*mu0*10**((P-14.6959)*(-0.0102+0.04042*mu0**0.181)/1000.)

mu_oleo=0.001*abs(mu0)*10**abs(((P-14.6959)*(-0.0102+0.04042*mu0**0.181)/1000.))

83

# print "mu_oleo= ",mu_oleo, "m2/s"

return mu_oleo

def cp_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna o calor escpecifico do oleo em J/Kg.Celcius"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

## rho0=S*0.062428*W*(999.83952+16.945176*(5*(60-32)/9.)-7.9870401*0.001*(5*(60-

32)/9.)**2-46.170461*\

## 0.000001*(5*(60-32)/9.)**3+105.56302*0.000000001*(5*(60-32)/9.)**4-

280.54253*\

## 0.000000000001*(5*(60-32)/9.)**5)/(1+16.87985*0.001*(5*(60-32)/9.))

## Zra=(Ppc*1.8*0.068046*W/((rho0*0.0160185/W)*Tpc*82.057338))**(1/(1+(1-

(60+491.67)/Tpc)**2/7.))

## m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

## Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3

## rho_low=(Ppc*1.8*0.068046*W)/(Tpc*82.057338*Zra**(1/(1+(1-

(1.8*T+491.67)/Tpc)**2/7)))

## B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9/5.+32)+4.9547+0.7133*rho0)

## X=(B20-100000)/23170.

## Bt=m*X+Bi

## rho_o=(rho0*0.0160185/W)/(1.-P/Bt)

84

Cp_oleo=4186.800000009*((-1.17126+(0.023722+0.024907*S)*kuop+(1.14982-

0.046535*kuop)/S)+(0.0001*(1+0.82463*kuop)*\

(1.12172-0.27634/S))*(1.8*T+491.67)+(-0.00000001*(1+0.82463*kuop)*(2.9027-

0.70958/S))\

*(1.8*T+491.67)**2)

# print "Cp_oleo= ",Cp_oleo, " J/Kg.Celcius"

return Cp_oleo

def Pc_o( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):

"Retorna a Pressao Pseudocritica do oleo em kPa"


api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

Ppc=Ppc*6.89476

return Ppc

################################################################################

#Propriedades Raw Gasoline Vapor

hlv_o=(142.*2326)/(1*10**6) #[MJ/kg] Nelson

def rho_o_v( Temperatura_Celcius , API, Kuop, P_Psi ):



85

api=API

kuop=Kuop

P=P_Psi

S=141.5/(api+131.5)

Tb=(kuop*S)**3

Tpc=10.6443*exp(-5.1747*0.0001*Tb-

0.54444*S+3.5995*0.0001*Tb*S)*(Tb)**0.81067*(S)**0.53691

Ppc=6.162*1000000*exp(-4.725*0.001*Tb-4.8014*S+3.1939*0.001*Tb*S)*(Tb)**(-

0.4844)*(S)**(4.0846)

W=20.486*exp(1.165*0.0001*Tb-7.78712*S+1.1582*0.001*Tb*S)*Tb**(1.26007)*S**(4.98308)

Zra=((1./(S*0.999014))*(Ppc*0.068046)*(1.8/Tpc)*(W/82.057338))**(1/(1+(1-

(60+459.67)/Tpc)**(2./7)))


m=21646+0.0734*P+1.4463*0.0000001*P**2

Bi=1.52*10000+4.704*P-2.5807*0.00001*P**2+1.0611*0.0000000001*P**3


(1.8*T+491.67)/Tpc)**(2./7))))

B20=10**(-6.1*0.0001*(T*9./5+32)+4.9547+0.7133*rho0)

X=(B20-100000.)/23170

Bt=m*X+Bi



Tr=(Tsat+273.15)/((Tpc-491.67)/1.8+273.15)

Pr=Pop/(Ppc*6.89476)

lnPr=log(Pr)

P_asterisco=14.7 #Vapor pressure at T, psi absolute

Pr_asterisco_linha=P_asterisco/Ppc #P*/Pc Reduced vapor pressure at reduced temperature

z0=0.935 #Interpolado a partir de Pr , Procedimento 6B1.1, p.505 pdf API

z1=0 #Interpolado a partir de Pr , Procedimento 6B1.1, p.505 pdf API

w=(log(Pr_asterisco_linha)-5.92714+6.09648/Tr+1.28862*log(Tr)-0.169347*Tr**6)/(15.2518-

15.6875/Tr-13.4721*log(Tr)+0.43577*Tr**6)

86

Z=z0+w*z1

rho_o_v=Pop/(Z*(8.314/W)*(Tsat+273.15))

return rho_o_v

################################################################################

#Propriedades Agua liq

def rho_a( Temperatura_Celcius ):

"Retorna a densidade da agua em Kg/m3"


rho_agua=(999.83952+16.945176*T-7.9870401*0.001*T**2-

46.170461*0.000001*T**3+105.56302*\

0.000000001*T**4-280.54253*0.000000000001*T**5)/(1+16.87985*0.001*T)

# print "rho_agua= ",rho_agua, " Kg/m3"

return rho_agua

def cp_a( Temperatura_Celcius):

"Retorna o calor especifico da agua em J/Kg.Celcius"


Cp_agua=4.1855*(0.996185+0.0002874*((T+100.)/100.)**5.26+0.01116*10**(-0.036*T))*1000

# print "Cp_a= ",Cp_agua, " J/Kg.Celcius"

return Cp_agua

################################################################################

#Tubos da TEMA (69 configuracoes)

tubo=['1/4 BWG 22','1/4 BWG 24','1/4 BWG 26','1/4 BWG 27','3/8 BWG 18','3/8 BWG 20','3/8

BWG 22','3/8 BWG 24','1/2 BWG 16','1/2 BWG 18','1/2 BWG 20','1/2 BWG 22',\

87

'5/8 BWG 12','5/8 BWG 13','5/8 BWG 14','5/8 BWG 15','5/8 BWG 16','5/8 BWG 17','5/8 BWG


'3/4 BWG 13','3/4 BWG 14','3/4 BWG 15','3/4 BWG 16','3/4 BWG 17','3/4 BWG 18','3/4 BWG


'7/8 BWG 15','7/8 BWG 16','7/8 BWG 17','7/8 BWG 18','7/8 BWG 20','1 BWG 8','1 BWG 10','1

BWG 11','1 BWG 12','1 BWG 13','1 BWG 14','1 BWG 15','1 BWG 16','1 BWG 18',\

'1 BWG 20','1-1/4 BWG 7','1-1/4 BWG 8','1-1/4 BWG 10','1-1/4 BWG 11','1-1/4 BWG 12','1-1/4

BWG 13','1-1/4 BWG 14','1-1/4 BWG 16','1-1/4 BWG 18','1-1/4 BWG 20',\

'1-1/2 BWG 10','1-1/2 BWG 12','1-1/2 BWG 14','1-1/2 BWG 16','2 BWG 11','2 BWG 12','2 BWG

13','2 BWG 14']

Do=[6.35,6.35,6.35,6.35,9.53,9.53,9.53,9.53,12.7,12.7,12.7,12.7,15.88,15.88,15.88,15.88,15.88,15.

88,15.88,15.88,15.88,\

19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,19.05,22.23,22.23,22.23,22.23,22.23,22.2

3,22.23,22.23,22.23,22.23,\

25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,25.4,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.75,31.7

5,31.75,31.75,\

33.1,33.1,33.1,33.1,50.8,50.8,50.8,50.8]

dint=[4.93,5.23,5.44,5.54,7.04,7.75,8.10,8.41,9.40,10.21,10.92,11.28,10.34,11.05,11.66,12.22,12.5

7,12.93,13.39,13.74,14.10,\

12.24,12.95,13.51,14.22,14.83,15.39,15.75,16.10,16.56,17.27,15.42,16.13,16.69,17.40,18.01,18.5

7,18.92,19.28,19.74,20.45,\

17.02,18.59,19.30,19.86,20.57,21.18,21.74,22.10,22.91,23.62,22.61,23.37,24.94,25.65,26.21,26.9

2,27.53,28.45,29.26,29.97,\

31.29,32.56,33.88,34.80,44.70,45.26,45.97,46.58]

88

t=[0.711,0.559,0.457,0.406,1.245,0.889,0.711,0.559,1.651,1.245,0.889,0.711,2.769,2.413,2.108,1.

829,1.651,1.473,1.245,1.067,\

0.889,3.404,3.048,2.769,2.413,2.108,1.829,1.651,1.473,1.245,0.889,3.404,3.048,2.769,2.413,2.10

8,1.829,1.651,1.473,1.245,\

0.889,4.191,3.404,3.048,2.769,2.413,2.108,1.829,1.651,1.245,0.889,4.572,4.191,3.404,3.048,2.76

9,2.413,2.108,1.651,1.245,\

0.889,3.404,2.769,2.108,1.651,3.048,2.769,2.413,2.108]

#Outros Diametros, ASME B36.10 e B36.19

##tubo=['1/4 BWG 22','1/4 Std 40','1/4 Std 80','3/8 Std 40', '3/8 Std 80','1/2 Std 40','1/2 Std

80','1/2 Std 160','1/2 XXS','1/4 XS']

##Do=[6.35,13.7,13.7,17.1,17.1,21.3,21.3,21.3,21.3,13.7]

##dint=[4.93,9.2,7.7,12.5,10.7,15.8,13.8,11.8,6.4,7.7]

##t=[0.711,2.23,3.02,2.31,3.2,2.77,3.73,4.75,7.47,3.02]

#$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$$

#Calculos

Vliq=[] #Velocidade do liquido

Dint=[] #

Dext=[]

Tubo=[]

Dbundle=[]

Duty_Cd=[]

Comp=[]

Ntubes=[]

Area=[]

tm=(t1+t2)/2.

89

LMTD=abs(((T1-t2)-(T2-t1))/log((T1-t2)/(T2-t1)))

rho_o_l=rho_o(Tsat,api,kuop,Pop_psi) #kg/m3

rho_o_v=rho_o_v(Tsat,api,kuop,Pop_psi) #kg/m3

m_ponto_o=Q*rho_o_v/3600. #kg/s

duty=m_ponto_o*hlv_o #MW

m_ponto_a=duty*10**6/(cp_a(tm)*(t2-t1)) #kg/s

U0=312. #W/m2.ºC #312-1022 W/m2.ºC Gasoline-water

Areq=duty*10**6/(U0*LMTD)

for i in range(89,300+1,1): #1.5-3.0 m/s Vliq

vl=i/100.

for j in l:

L=j

for k in dint:

for x in db:

Db=x

di=k

do=Do[dint.index(di)]

tubo1=tubo[dint.index(di)]

Pt=1.25*do

k1=0.215

n1=2.207

Ntt_max=k1*(Db*1000./do)**n1 #1 passe tubos

m_ponto_a_tubo=rho_a(tm)*vl*pi*(di/1000.)**2/4.

Ntt=ceil(m_ponto_a/m_ponto_a_tubo)

## Db_min=(Ntt/k1)**(1./n1)*do/1000.

90

Acalc=pi*(do/1000.)*L*Ntt

superdim=(Acalc-Areq)/Areq*100. #Superdimensionamento da area [%]

if Ntt<Ntt_max and Acalc>Areq:

if 10. <= superdim <= 20:

Vliq.append(vl)

Dint.append(di)

Dext.append(do)

Dbundle.append(Db)

Tubo.append(tubo1)

Duty_Cd.append(round(duty,2))

Area.append(round(superdim,2))

Comp.append(round(L,2))

Ntubes.append(int(Ntt))

print "Velocidade do Liq[m/s] = ",Vliq

print

print "Diametro interno[mm] = ",Dint

print

print "Diametro externo[mm] = ",Dext

print

print "Tubo = ",Tubo

print

print "Duty[MW] = ",Duty_Cd

print

print "Superdimensionamento de Area [%] = ",Area

print

print "Comprimento do Tubo [m] = ",Comp

print

print "Numero de Tubos Ntt = ",Ntubes

print

print "Bundle diameter [m] = ",Dbundle

91

Apêndice III – Cálculo de Flexibilidade

• Linha 100: Refervedor - Saída da Unidade (Resíduo liq)

e [mm/m] 4.0042

D [mm] 355.6

Eh [GPa] 190.12

Ec [GPa] 212.99

I[cm^4] 15525

Sa (Tproj) [MPa] 200.86

Comprimento Tensões Máximas

[m] Sx [MPa] Sy [MPa] Sz [MPa]

L1 z - 0.50 6.79 8.75 0.00

L2 y + 2.00 27.15 0.00 23.17

L3 x - 3.00 0.00 52.52 34.76

L4 y - 4.00 54.31 0.00 46.34

L5 z + 4.00 54.31 70.03 0.00

L6 y + 4.00 54.31 0.00 46.34

L7 x + 3.00 0.00 52.52 34.76

L8 y + 0.80 10.86 0.00 9.27

L9 x - 3.00 0.00 52.52 34.76

L10 z - 0.73 9.91 12.78 0.00

Reações no Extremo L 1

Mx [N.m] My [N.m] Mz [N.m] Rx [N] Ry [N] Rz [N]

6823 5291 0 28697 37001 18062



9961 7725 0 28697 37001 18062

92

• Linha 101: Entrada da Unidade - Refervedor (Vapor d'água sat)

Válida para 101-1, 101-2 e 101-3

e [mm/m] 4.5214

D [mm] 60.3

Eh [GPa] 182.22

Ec [GPa] 204.70

I[cm^4] 48.41


A linha 101 foi dividida em 3 partes para o cálculo, 101-1 tem origem no

Refervedor e vai até a derivação, 101-2 vai da derivação até a tubovia e a 101-3 vai da

derivação até a linha de condensado.

➢ 101-1



L1 z + 0.5 16.97 22.45 0.00

L2 x + 1.85 0.00 83.08 10.81

L3 y + 2 67.89 0.00 11.68

L4 z - 1 33.94 44.91 0.00



321 243 0 1316 1741 167



642 485 0 1316 1741 167

93

➢ 101-2



L1 y + 7.2 0.00 0.00 4.42

L2 z + 3.01 0.00 151.51 0.00

L3 y + 2.23 0.00 0.00 1.37

L4 z - 1.6 0.00 80.54 0.00



63 0 0 0 1439 24



1151 0 0 0 1951 18

➢ 101-3



L1 z - 1 38.27 125.57 0.00

L2 y + 1.5 57.40 0.00 57.40

L3 x + 1 0.00 125.57 38.27



1795 547 0 1483 4867 1094



0 547 1795 1094 4867 1483

94

• Linha 102: Refervedor - Saída da Unidade (Condensado)

Válida para 102-1 e 102-2

e [mm/m] 4.5214

D [mm] 273

Eh [GPa] 177.54

Ec [GPa] 203.30

I[cm^4] 6692.9



Refervedor e vai até o local em que a linha de vapor saturado, após passar por um

purgador, se une a ela. A 101-2 vai deste ponto, onde essas duas tubulações se unem,

até a tubovia.

➢ 102-1



L1 z - 0.3 4.61 3.77 0.00

L2 x + 4.85 0.00 60.89 5.27

L3 y - 1.75 26.92 0.00 1.90

L4 x - 2 0.00 25.11 2.17

L5 z + 3.5 53.83 43.94 0.00

L6 x + 2 0.00 25.11 2.17

L7 y + 3.5 53.83 0.00 3.80

L8 x - 2 0.00 25.11 2.17

L9 z - 3.5 53.83 43.94 0.00

L10 x + 2 0.00 25.11 2.17

L11 y + 1.75 26.92 0.00 1.90

L12 x - 2 0.00 25.11 2.17

L13 y + 0.5 7.69 0.00 0.54



1613 1976 0 17859 14577 931

95



233 0 3293 17859 10752 1262

➢ 102-2



L1 y + 0.9 0.00 0.00 14.80

L2 z + 2 0.00 57.70 0.00

L3 x + 3 0.00 86.55 49.34

L4 y + 2.9 0.00 0.00 47.70

L5 x - 3 0.00 86.55 49.34

L6 z - 2 0.00 57.70 0.00

L7 y + 1.4 0.00 0.00 23.03

L8 x + 3 0.00 86.55 49.34

L9 z + 3.8 0.00 109.64 0.00

L10 x - 3 0.00 86.55 49.34

L11 y + 1.67 0.00 0.00 27.47

L12 z - 0.73 0.00 21.06 0.00



6338 0 0 0 24708 19097



9018 0 0 0 33500 14085

96

• Linha 103: Condensador - Vaso de Acumulação (Raw Gasoline)

Válida para 103-1 e 103-2

e [mm/m] 1.5298

D [mm] 273

Eh [GPa] 195.12

Ec [GPa] 203.30

I[cm^4] 6692.9



Condensador e vai até uma ancoragem, a 103-2 vai desta ancoragem até o Vaso de

Acumulação.

➢ 103-1



L1 z - 0.5 0.00 0.00 0.00

L2 x - 2.6 0.00 0.00 11.63

L3 y + 3.3 0.00 0.00 14.77

L4 z - 1.38 0.00 0.00 0.00

L5 y - 3.3 0.00 0.00 14.77

L6 x + 2.6 0.00 0.00 11.63



0 0 0 0 0 4211



0 5474 0 0 0 5709

97

➢ 103-2



L1 z - 0.7 3.18 5.54 0.00

L2 x - 2 0.00 15.83 1.02

L3 y + 4.2 19.09 0.00 2.14

L4 x + 2 0.00 15.83 1.02

L5 z + 0.7 3.18 5.54 0.00

L6 x - 2 0.00 15.83 1.02

L7 y - 2.1 9.54 0.00 1.07

L8 x + 3.5 0.00 27.70 1.78

L9 z - 0.3 1.36 2.37 0.00



2607 1497 0 5800 10099 479



1117 642 0 5800 10099 479

98

• Linha 104: Entrada da Unidade - Condensador (Água de Resfriamento)

e [mm/m] 0.4405

D [mm] 88.9

Eh [GPa] 200.81

Ec [GPa] 203.30

I[cm^4] 125.7




L1 z - 0.5 0.08 13.82 0.00

L2 x - 1 0.00 27.63 0.65

L3 y + 1 0.15 0.00 0.65

L4 x + 1.3 0.00 35.92 0.84

L5 y + 3.58 0.54 0.00 2.32

L6 z - 0.86 0.13 23.77 0.00



386 2 0 11 2093 36



664 4 0 11 2093 36

99

• Linha 105: Entrada da Unidade - Condensador (Água de Retorno)

e [mm/m] 0.4405

D [mm] 88.9

Eh [GPa] 200.81

Ec [GPa] 203.30

I[cm^4] 125.7




L1 z + 0.5 0.04 3.72 0.00

L2 x - 1 0.00 7.43 0.22

L3 y + 2 0.16 0.00 0.44

L4 z - 1.8 0.14 13.38 0.00

L5 y + 4.7 0.37 0.00 1.04

L6 z + 1.8 0.14 13.38 0.00

L7 y + 5.35 0.42 0.00 1.18

L8 z - 2.96 0.23 22.00 0.00



104 1 0 6 563 12



614 7 0 6 563 12

100

Apêndice IV – Planta de Tubulações

projeto de uma unidade de destilaÇÃo … · a indústria de refino do petróleo possui um...

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