UNIVERSIDAD E DO ESTADO DO RIO DE JANEIRO UNIVERSIDADE PETROBRAS CURSO DE ESPECIALIZAÇÃO EM ENGENHARIA DE PROCESSAMENTO DE PETRÓLEO SIMULAÇÃO DE UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO ATMOSFÉRICA DOUGLAS BOMBARDELLI MANUEL MENA BARRETA GOMES MARCUS VÍNICIUS DO PRADO JÚNIOR SAMUEL FACCHIN Julho/2006
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Agradecemos primeiro a Deus, por sua iluminação, especialmente nas horasem que as coisas pareciam não ir também, temos certeza que muitas das soluçõesencontradas foram fruto de Sua ajuda.
Agradecemos as nossas famílias, portos seguros onde ancoramos durante asmaiores tormentas. Não poderíamos deixar de agradecer aos nossos verdadeirosamigos, por colaboração tanto na elaboração desse trabalho, bem como nas horas derelax, tão importantes ao longo dessa longa e, muitas vezes, dura jornada.
Agradecemos também a Petrobras S.A., em especial a Universidade Petrobrase, pela oportunidade para execução desse trabalho e aos engenheiros e operadores deacompanhamento da unidade avaliada, pelas informações e valiosa ajuda nodesenvolvimento desse.
Por fim agradecemos aos nossos orientadores, André e Victor, por suas idéias,esclarecimentos e apoio ao longo dessa jornada.
O papel da simulação de processos vem crescendo ao longo dos últimos anos,
sendo utilizada para projeto, avaliação e desenvolvimento na área de refino de
petróleo. A simulação de torres de destilação, especialmente de unidades de
destilação atmosférica, se constitui uma ferramenta fundamental para o engenheiro
de acompanhamento.
Esse trabalho objetiva o desenvolvimento de uma ferramenta computacional de
simulação de uma unidade de destilação atmosférica capaz de representar ocomportamento da unidade industrial dentro de uma margem satisfatória de erros.
Inicialmente é realizada uma breve revisão sobre processos de refino,
ferramentas de simulação, modelos termodinâmicos e caracterização do petróleo e
suas frações através da metodologia de pseudocomponentes.
Posteriormente é proposta uma ferramenta computacional para simular uma
unidade de destilação atmosférica de uma refinaria. Os resultados produzidos são
primeiramente comparados com simuladores comerciais para validar o desempenho
do simulador, PETROX®, e da ferramenta desenvolvida.
A ferramenta desenvolvida e validada é então utilizada para avaliar a
capacidade da simulação em representar dados reais de processo, tornando-a
utilizável para aplicação industrial.
Como aplicação final da ferramenta é proposta a avaliação de um cenário
futuro de operação, constituído por um petróleo mais pesado que o atualmente processado, avaliando-se os rendimentos e qualidade dos principais derivados.
Durante as etapas de desenvolvimento e avaliação da ferramenta são analisadas
as influências de alguns parâmetros utilizados na simulação sobre a produção e
qualidade dos derivados de petróleo produzidos na unidade de destilação. Essasavaliações e análises constituem um guia rápido para o desenvolvimento de
2.1 Destilação.............................................................................................................. 242.1.1 A unidade de Destilação Atmosférica em uma refinaria de petróleo........... 262.1.2 Variáveis operacionais em uma coluna de destilação atmosférica .............. 29
2.2 Simulação de Processos Químicos........................................................................ 302.2.1 Simuladores Estacionários de Processos Químicos ..................................... 31
2.2.2 Ferramentas de Simulação Estacionária e a Indústria de Processos ............ 322.2.3 Simulação de Destilação Multicomponente................................................. 352.3 Equilíbrio de Fases.......................................................................................... 38
2.3.1 Equilíbrio Líquido-Vapor............................................................................. 412.3.2 Equações de Estado...................................................................................... 42
2.4 Caracterização de petróleo e suas frações............................................................. 452.4.1 Caracterização físico-química de petróleo e suas frações............................ 462.4.2 Caracterização fisico-química de Óleos Crus .............................................. 472.4.3 Caracterização físico-química de frações de petróleo.................................. 472.4.4 Propriedades Básicas Experimentais de Frações de Petróleo ...................... 48
Ponto de Ebulição e Curvas de Destilação...................................................... 48
Densidade eo
API ............................................................................................ 50Massa Molar.................................................................................................... 51Viscosidade Cinemática.................................................................................. 51
2.4.5 Ponto de ebulição médio e interconversão de dados de destilação.............. 52Pontos de ebulição médios.............................................................................. 52Interconversão de dados de destilação............................................................ 53
2.4.6 Estimativa de propriedades de Frações de Petróleo..................................... 54Cortes curtos e cortes longos .......................................................................... 54Estimativa de massa molar, propriedades críticas e fator acêntrico................ 55Estimativa de outras propriedades .................................................................. 55
2.5 Número mínimo de dados de experimentais......................................................... 55
2.6 Regras de Mistura ................................................................................................. 562.6.1 Regras de Aditividade.................................................................................. 56
2.6.2 Método dos Índices de Mistura.................................................................... 572.6.3 Método dos Valores de Mistura ou dos Bônus ............................................ 57
Desenvolv imento e Validação da Simulação da Unidade de Destilação Atmosférica .......................................................................................................58
3.1Definições Preliminares ......................................................................................... 593.2 Descrição do Sistema............................................................................................ 603.3 Simulação da Torre de Pré-Flash .......................................................................... 62
3.3.1 Unidade Industrial........................................................................................ 623.3.2 Metodologia de Modelagem ........................................................................ 633.3.3 Caracterização da carga da unidade............................................................. 643.3.4 Simulação da Torre de Pré-Flash ................................................................. 663.3.5 Resultados e Discussões............................................................................... 69
Características do Cru Pré-Fracionado............................................................ 713.4 Simulação da Torre Atmosférica .......................................................................... 73
3.4.1 Torre de Destilação Atmosférica ................................................................. 733.4.2 Simulação da Torre Atmosférica ................................................................. 753.4.3 Parâmetros da simulação.............................................................................. 763.4.4 Condições de Operação................................................................................ 783.4.5 Resultados e Discussões............................................................................... 80
Simulação das condições operacionais atuais ..............................................86
4.1 Coleta de dados ..................................................................................................... 86
4.2 Simulação da Torre de Pré-Flash .......................................................................... 884.2.1 Resultados e Discussões............................................................................... 904.3 Simulação da Torre Atmosférica .......................................................................... 96
4.3.1 Resultados e Discussões............................................................................... 99
Simulação de condições operacionais futuras ............................................108
5.1Torre de Pré-Flash................................................................................................ 1105.2 Torre Atmosférica ............................................................................................... 112
Figura 1.1: Diagrama de blocos típico de uma Refinaria de Petróleo............................. 20Figura 2.1: Fluxograma da unidade de destilação atmosférica deste trabalho ................ 29Figura 2.2: Caracterização de óleos crus ......................................................................... 47Figura 3.1: Fluxograma simplificado da unidade de destilação atmosférica estudada.... 62Figura 3.2: Topologia adotada para a simulação da unidade de pré-flash no
PETROX®. ............................................................................................................ 67Figura 3.3: Topologia adotada para a simulação da torre de pré-flash no
PROCESS®. .......................................................................................................... 68Figura 3.4: Perfis de temperatura da Pré-Flash obtidos pelo PROCESS® e
Figura 3.5: Curvas PEV do cru pré-fracionado obtidos pelo PROCESS® ePETROX®. ............................................................................................................ 72
Figura 3.6: Curvas de destilação ASTM D-86 do cru pré-fracionado obtidas peloPROCESS® e PETROX® ...................................................................................... 73
Figura 3.7: Fluxograma simplificado da coluna de destilação atmosférica..................... 74Figura 3.8: Curvas de destilação PEV do cru pré-fracionado.......................................... 76Figura 3.9: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica. ........................... 77Figura 3.10: Perfil de temperatura da torre atmosférica. ................................................. 81Figura 3.11: Curvas ASTM D-86 da Nafta pesada obtidas via HYSIM® e
PETROX®. ........................................................................................................... 83Figura 3.12: Curvas ASTM D-86 do Querosene obtidas via HYSIM® e PETROX®. .. 83
Figura 3.13: Curvas ASTM D-86 do Diesel leve obtidas via HYSIM® ePETROX®. ........................................................................................................... 84
Figura 3.14: Curvas ASTM D-86 do Diesel pesado obtidas via HYSIM® ePETROX®. ........................................................................................................... 84
Figura 4.1: Fluxograma simplificado da coluna de Pré-Fracionamento.......................... 89Figura 4.2: ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada da planta e obtida pelo
PETROX® ............................................................................................................. 94Figura 4.3: Curva PEV do cru pré-fracionado obtida pelo PETROX® em
comparação à planta. ............................................................................................. 95Figura 4.4: Topologia adotada para a simulação da torre atmosférica no PETROX®..... 98Figura 4.5: Comparação entre o perfil de temperaturas medido e os simulados........... 102Figura 4.6: ASTM D-86 da nafta pesada da planta e obtida pelo PETROX® ............... 104Figura 4.7: ASTM D-86 do querosene da planta e obtida pelo PETROX® .................. 104Figura 4.8: ASTM D-86 do Diesel leve da planta e obtida pelo PETROX®................. 105Figura 4.9: ASTM D-86 do Diesel pesado da planta e obtida pelo PETROX® ............ 105Figura 4.10: ASTM D-86 do resíduo atmosférico da planta e obtida pelo PETROX® . 106Figura 5.1: Curvas PEV do petróleo atual e futuro........................................................ 109Figura 5.2: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta leve não estabilizada ........ 112Figura 5.3: Perfil de temperaturas da torre atmosférica comparando dados de planta
com simulação atual e futura............................................................................... 115Figura 5.4: Curvas de destilação ASTM D-86 para a nafta pesada............................... 116
Figura 5.5: Curvas de destilação ASTM D-86 para o querosene. ................................. 117Figura 5.6: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel leve.................................. 117
Figura 5.7: Curvas de destilação ASTM D-86 para o diesel pesado. ............................ 118Figura 5.8: Curvas de destilação ASTM D-86 para o resíduo atmosférico................... 118
Tabela 2.1: Pontos de retirada de frações de petróleo em uma coluna de destilaçãoatmosférica e temperaturas de ebulição típicas - ASTM D 86............................. 28
Tabela 2.2: Passos para simulação de um flash ............................................................... 35Tabela 2.3: Coeficientes da forma geral das equações cúbicas de van der Waals
(vdW), Redlich-Kwong (RK), Soave-Redlich-Kwong (SRK) e de Peng-Robinson (PR). ...................................................................................................... 44
Tabela 2.4: Sugestão de modelos termodinâmicos para cada tipo de sistema................. 45Tabela 3.1: Sistema de Equações e correlações utilizados pelo pacote SET01 do
PETROX® ............................................................................................................. 59Tabela 3.2: Unidades das principais variáveis utilizadas................................................. 60
Tabela 3.3: Condições operacionais da Torre de Pré-Flash............................................. 69Tabela 3.4: Comparação dos resultados para a razão de refluxo e vazão de produtos .... 70Tabela 3.5: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo PROCESS® e
PETROX® ............................................................................................................. 71Tabela 3.6: Propriedades do cru pré-fracionado calculados pelo PROCESS® e
PETROX® ............................................................................................................. 72Tabela 3.7: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo HYSIM® e
PETROX® ............................................................................................................. 75Tabela 3.8: Equivalência entre pratos reais e estágios teóricos....................................... 77Tabela 3.9: Dados da torre de destilação atmosférica...................................................... 78Tabela 3.10: Condições de operação................................................................................ 79
Tabela 3.11: Especificações e variáveis flexibilizadas. ................................................... 80Tabela 3.12: Variáveis estimadas. ................................................................................... 80Tabela 3.13: Comparação entre PETROX® e HYSIM®. ................................................. 82Tabela 3.14: Produtos obtidos nas simulações HYSIM® e PETROX® ........................... 82Tabela 4.1: Parâmetros de processo utilizados na simulação da torre de pré-
fracionamento........................................................................................................ 89Tabela 4.2: Estimativas utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento............. 89Tabela 4.3: Especificações utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento........ 90Tabela 4.4: Metodologia utilizada nas simulações da torre pré-fracionadora ................. 90Tabela 4.5: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 1................ 91Tabela 4.6: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,
caso 1..................................................................................................................... 91Tabela 4.7: Verificação do efeito do número de estágios teóricos no desempenho da
coluna, caso 1 ........................................................................................................ 92Tabela 4.8: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,
caso 2..................................................................................................................... 92Tabela 4.9: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 2................ 92Tabela 4.10: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora,
caso 3..................................................................................................................... 93Tabela 4.11: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 3.............. 93Tabela 4.12: Dados para construção das Curvas PEV..................................................... 96
Tabela 4.13: Condições de operação utilizadas na simulação da torre atmosférica ........ 97Tabela 4.14: Metodologia utilizada nas simulações da torre atmosférica ....................... 99
Tabela 4.15: Comparação entre os resultados das principais variáveis especificadas... 100Tabela 4.16: Comparação entre vazões, rendimentos volumétricos e densidades......... 100Tabela 4.17: Comparação entre os perfis de temperatura e razão de refluxo
simulados e medidos ........................................................................................... 101Tabela 4.18: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 decada produto e avaliação entre o afastamente (Gap) e a sobreposição(Overlap) de cortes contíguos. ............................................................................ 103
Tabela 5.1: Especificações e variáveis flexibilizadas .................................................... 110Tabela 5.2: Condições de processo da planta e das simulações das condições atuais
e futuras da torre de pré-flash.............................................................................. 111Tabela 5.3: Valores das temperaturas medidos na planta e obtidos nas simulações
das condições atuais e futuras da torre de pré-flash............................................ 111Tabela 5.4: Comparação entre as variáveis de processo da operação atual da planta
com a simulação atual e futura............................................................................ 113
Tabela 5.5: Vazões volumétricas, rendimentos em relação ao cru pré-fracionado edensidade dos cortes da torre atmosférica........................................................... 113
Tabela 5.6: Perfil de temperaturas para a torre atmosférica comparando dados de planta com simulação atual e futura.................................................................... 114
Tabela 5.7: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 decada produto e avaliação entre o afastamento (Gap) e a sobreposição(Overlap) de cortes contíguos ............................................................................. 116
ricos nas frações pesadas. Outro fator relevante nesse aspecto é que muitas dessas refinarias
foram projetadas para processar óleo mais leve, proveniente do exterior.
A primeira unidade de separação a sofrer influência dessa troca de carga é a unidade dedestilação atmosférica, a qual é responsável pela etapa inicial do refino do petróleo, sendo que
dessa unidade saem correntes de produtos praticamente acabados, como o Querosene de
Aviação (QAV), e correntes que são utilizadas como carga para as unidades subseqüentes,
caso do Resíduo Atmosférico (RAT) que é enviado para a Unidade de Destilação a Vácuo
onde sofrerá novo fracionamento para a produção de novas correntes.
A avaliação do impacto causado em uma unidade de refino pelo processamento de uma
carga com características díspares das de projeto é de fundamental importância para todos os
setores envolvidos na cadeia de petróleo, desde o nível operacional até o comercial.
Nesse aspecto, a simulação computacional de processos químicos encontra um forte
nicho de aplicação, pois pode-se prever o comportamento da unidade sem a necessidade da
realização de testes in loco, o que reduz os custos e o tempo necessário para o processamento
dessa informação.
Um simulador de processos pode ser definido como um programa de computador capaz
de emular o comportamento de equipamentos e correntes de um processo químico, utilizando
para isso equacionamentos matemáticos, os quais representam os princípios físico-químicos,
relações empíricas e correlações, além de um banco de dados contendo parâmetros cinéticos,
termodinâmicos e de fenômenos de transporte que podem representar uma gama muito ampla
de processos de transformação de matéria.
1.2 ObjetivosEsse trabalho visa implementar a simulação de uma unidade de destilação atmosférica
de uma refinaria de petróleo capaz de predizer o comportamento da unidade, bem como
prever a composição das frações efluentes dela frente a mudanças de carga e parâmetros
operacionais, com a finalidade de otimização do processo, ou mesmo planejando uma
apresentada uma discussão das modificações necessárias para que a ferramenta consiga
representar os dados de planta de forma satisfatória.
O capítulo 5 contém a utilização da ferramenta desenvolvida no terceiro capítulo eaprimorada no capítulo 4 para um cenário futuro de operação da unidade com o objetivo de
prever rendimentos de produtos a partir da carga do cenário.
Nas conclusões tem-se um resumo dos principais resultados obtidos, bem como
Nesse capítulo é realizada uma breve revisão sobre os temas relevantes ao
desenvolvimento desse trabalho, tais como processo de destilação, simulação de processos,
modelos termodinâmicos e metodologias de caracterização de petróleo e suas frações.
2.1 Desti lação
A destilação é o processo de separação física mais importante em uma refinaria de
petróleo. Através da destilação, podem-se separar frações de maior aplicação e valor agregado
que a carga inicial, sendo este processo largamente aplicado na produção de combustíveis
(GLP, gasolina, querosene, diesel, etc.) e lubrificantes, bem como cargas para outros
processos de separação e conversão dentro das refinarias.
Genericamente, o processo de destilação pode ser realizado de três formas (INDIO DO
BRASIL, 2005a):
• Destilação integral;
• Destilação diferencial;
• Destilação fracionada.
A destilação integral ou destilação flash é realizada em um único estágio, sendo a carga
separada em uma fase líquida e outra gasosa, admitindo-se que ambas estão em equilíbrio
termodinâmico. Quando a vaporização ocorre de forma rápida e sem troca de calor devido aoabaixamento repentino da pressão do sistema, como na passagem de um líquido por uma
válvula redutora de pressão, diz-se que a destilação integral ocorre devido à vaporização por
expansão brusca (VEB), sendo a temperatura final da mistura líquido-vapor menor que a
inicial devido ao processo ocorrer de forma adiabática.
A destilação diferencial (ou em batelada) é aquela que ocorre com separação total da
fase vapor do contato com a fase líquida, não existindo relação de equilíbrio termodinâmico
entre as fases, como por exemplo nos métodos de ensaio ASTM de destilação de frações de
petróleo. Ao final de certo tempo teremos um destilado rico nas frações mais leves da mistura
inicial e um resíduo rico nas frações mais pesadas.
A destilação fracionada ocorre por sucessivas vaporizações e condensações de uma
mistura onde, se existir uma diferença de volatilidade entre os componentes da mistura, irá
separar os compostos mais voláteis dos menos voláteis. Na prática é a junção de vários
estágios de destilação integral, que permite a obtenção de produtos com grau de pureza mais
elevado que os outros processos, sendo esta a destilação empregada em grande parte dos
processos de separação de misturas multicomponentes.
A torre de destilação é então constituída de estágios físicos, podendo estes estágios
serem compostos por pratos (perfurados, valvulados ou com borbulhadores), recheios
(randômicos ou estruturados) ou chicanas. A escolha de uma ou outra opção irá depender de
fatores como carga da torre, perfil de escoamento do vapor e do líquido ou preferência do
projetista, sendo usual ultimamente a adoção de seções com pratos aliadas a seções
preenchidas com recheios, buscando melhorar o contato líquido-vapor em trechos específicos
da coluna. As chicanas são menos usuais por não permitirem um bom contato entre o líquido
e o vapor (KISTER, 1992; INDIO DO BRASIL, 2005a).
Em todas as situações, é importante que em cada estágio o vapor borbulhe na correntelíquida e esta escoe por desnível até o fundo da torre, evitando situações operacionais
indesejáveis como formação de caminhos preferenciais (reduzindo o contato vapor-líquido,
principalmente em colunas com recheio), inundação dos estágios, arraste de líquido, entre
outros fatores que prejudicam o fracionamento da mistura.
2.1.1 A unidade de Destilação Atmosférica em uma refinaria depetróleo
Após entrar na refinaria, o petróleo é estocado em tanques antes de ser refinado. Nos
tanques normalmente são realizados os blends (misturas de petróleos) com o objetivo de
acertar características como densidade, teor de contaminantes, separação de água, entre
outras, a fim de especificar o cru para o perfil de refino da unidade e rendimento de derivados
esperado (que irá depender da “campanha” de produção de derivados em curso na refinaria).
O cru estocado é então enviado para uma bateria de pré-aquecimento, onde troca calor
com correntes oriundas da destilação atmosférica e a vácuo, com o objetivo de acertar a
temperatura para o processo de dessalgação, tipicamente em torno de 150°C (INDIO DOBRASIL, 2005). Na dessalgação o petróleo inicialmente recebe uma injeção de água, de
reposição e oriunda da própria dessalgação, com o objetivo de aumentar a solubilização na
fase aquosa de sais presentes no cru, diluir a concentração de sais que sai na água residual e
auxiliar na desidratação posterior do cru.
Em seguida, a mistura passa por uma válvula de controle onde, sob uma pressão da
ordem de 15 a 20 kgf/cm2 (para evitar a vaporização dos compostos mais leves), sofre uma
perda de carga de no máximo 2 kgf/cm2 para melhorar a dispersão da água no óleo, em
virtude do aumento da turbulência da mistura na válvula. A mistura então entra no vaso de
dessalgação, onde transformadores fornecem tensões da ordem de 15 a 25 kV a eletrodos
imersos no vaso, acelerando a coalescência das partículas de água e separação destas do óleo.
O vaso opera totalmente cheio, com o óleo saindo pelo topo e a água com sais saindo pelo
fundo. O teor de água e sedimentos (BSW – “Basic Sediments & Water”) no petróleo
dessalgado é normalmente especificado para menos que 0,2% em volume da mistura (INDIO
DO BRASIL, 2005b).
Após a etapa de dessalinização e desidratação, o petróleo passa por uma segunda bateria
de pré-aquecimento, trocando calor com correntes de maior temperatura e permitindo uma
economia operacional elevada, pois “oferece a vantagem de aquecer a carga com frações que
se deseja resfriar, economizando o excesso de combustível que se faria necessário para o
aquecimento total da carga, além de oferecer um menor dimensionamento dos fornos”
Por estar a uma temperatura inferior à desejada para adentrar na destilação atmosférica,
o petróleo deve então ser aquecido em fornos onde ocorre a vaporização parcial da mistura,
habitualmente entre 40 e 50% da carga, para o caso de unidades sem torre pré-fracionadora.
Quando a unidade de destilação possui uma torre de pré-fracionamento (prevista para
unidades de destilação de maior porte – carga acima de 20.000 m3/d), o petróleo pré-aquecido
pode entrar diretamente na torre, em um forno refervedor ou em um vaso refervedor onde as
frações mais leves do petróleo são vaporizadas e depois alimentadas na torre.
No primeiro caso, a corrente de fundo da torre pré-fracionadora é novamente aquecida
no refervedor e os vapores formados neste retornam para o fundo da torre, enquanto a fase
líquida é bombeada para a torre de destilação atmosférica. No segundo e terceiro caso, a parte
mais pesada da fração vaporizada no refervedor retorna a este pelo fundo da torre, sendo a
fração não vaporizada igualmente bombeada para a torre de destilação atmosférica. O
refervedor atua como um estágio adicional de equilíbrio nas torres de destilação. Algumas
torres “têm a facilidade de injeção de vapor d’água de retificação no fundo da torre, a fim de
melhorar o fracionamento entre a nafta leve e a nafta pesada. Neste caso, pode-se até
dispensar o uso do refervedor” (INDIO DO BRASIL, 2005a).
O produto de topo da torre pré-fracionadora é chamado de nafta leve não estabilizada,também conhecida como nafta instabilizada, por ser uma mistura de nafta leve (ponto de
ebulição em torno de 80°C) com gases leves de petróleo (compostos de 3 a 4 carbonos,
normalmente destinados a gás liquefeito de petróleo – GLP), produto este que apresenta uma
pressão de vapor e teor de contaminantes não enquadrados para especificação da gasolina
como produto final, e um teor de compostos pesados (C5+) não enquadrado para
especificação do GLP, daí o nome da corrente. Esta corrente é enviada para uma torre de
fracionamento “estabilizadora” ou “debutanizadora”, onde são separadas as frações de GLP enafta leve.
A nafta leve separada pelo fundo da torre pode ser destinada para diferentes aplicações:
• Compor o “pool” de gasolina, indo inicialmente para tanque de armazenamentode nafta de destilação atmosférica, podendo ser tratada ou não no meio do
• Fracionamento de nafta, com o objetivo de se obter uma nafta com ponto de
ebulição inicial e final especificados para carga da unidade de ReformaCatalítica (produção de compostos aromáticos), por exemplo.
A corrente de fundo da torre pré-fracionadora, comumente chamada de “cru pré-fracionado”, é enviada para fornos de carga da unidade de destilação atmosférica onde recebe
a carga térmica necessária para ser parcialmente vaporizada e permitir a separação de suas
frações. A temperatura necessária para a entrada da carga na torre atmosférica, na seção da
torre chamada “zona de flash”, é aquela que permita a vaporização da maior parte dos
produtos que serão retirados nas seções superiores à região de entrada da carga, tomando-se o
cuidado de não ultrapassar a temperatura de início da decomposição térmica das frações
pesadas do petróleo. Esta temperatura irá depender do tipo de petróleo processado, adotando-se o valor de aproximadamente 400°C (ABADIE, 2006). Na prática, as torres de destilação
operam com temperaturas inferiores a este limite, de forma a otimizar o consumo de água de
resfriamento para troca térmica dos produtos do topo, como será discutido adiante.
O petróleo ao entrar na coluna de destilação atmosférica será separado pela diferença
entre os pontos de ebulição dos seus componentes em frações básicas, a partir do topo da
coluna e supondo uma unidade com torre de pré-fracionamento, conforme a Tabela 2.1.
Tabela 2.1: Pontos de retirada de frações de petróleo em uma coluna de destilação atmosférica e temperaturas deebulição típicas - ASTM D 86
Figura 2.1: Fluxograma da unidade de destilação atmosférica deste trabalho
2.1.2 Variáveis operacionais em uma coluna de destilaçãoatmosférica
Para garantir um fracionamento eficiente em uma coluna de destilação atmosférica, é
necessário ajustar alguns parâmetros internos que apresentam uma grande influência norendimento e qualidade dos produtos obtidos. A seguir serão comentados brevemente alguns
destes parâmetros e a influência destes no processo de fracionamento do petróleo:
Sobrevaporizado: a quantidade de cru que é possível vaporizar é função da carga
térmica fornecida no forno e da pressão na zona de flash, considerando que a temperatura de
aquecimento está abaixo do limite de craqueamento. Entretanto, procura-se sempre vaporizar
o cru além da quantidade retirada como produtos laterais e de topo, para garantir um refluxo
líquido mínimo entre a zona de flash e a próxima retirada lateral (diesel pesado, em uma
coluna atmosférica) e reter os vapores de hidrocarbonetos pesados que comprometeriam a
qualidade do produto (principalmente cor).
Refluxo de topo: é parte da corrente líquida proveniente da condensação dos vapores
que saem pelo topo da coluna, que retorna para o primeiro prato desta. Ele estabelece o
gradiente de temperatura no topo, gerando um refluxo interno líquido para toda a coluna,
auxiliando no fracionamento e especificando a temperatura no topo. Quanto maior o refluxo
de topo, melhor o fracionamento dos produtos da coluna, porém maior é a carga térmica
necessária para vaporizar e manter a vazão de retirada de produtos.
Refluxo circulante: parte da corrente líquida que sai como produto lateral da coluna pode ser utilizado para aquecimento de outras correntes de hidrocarbonetos da unidade de
destilação, retornando para a coluna em uma posição superior à da retirada. Esta troca de calor
sensível implica no sub-resfriamento da corrente, retirando calor do interior da coluna e
permitindo a redução da carga térmica no condensador de topo. Pelo fato de retornar sub-
resfriado, o refluxo circulante piora o fracionamento na coluna, sendo este efeito compensado
pelo aumento no número de pratos na etapa de projeto.
Vapor de retificação: o vapor d’água é injetado na coluna para auxiliar na vaporização
dos componentes mais leves de cada corrente lateral e do produto de fundo. Como o vapor
d’água geralmente não condensa nas condições de operação e tendo em vista que a pressão
total do sistema permanece a mesma, a sua injeção acaba resultando na redução da pressão
parcial dos componentes mais voláteis de acordo com a lei de Dalton, efeito equivalente a
aplicar vácuo na coluna (WALAS, 1985). Esta prática é largamente empregada nas colunas de
destilação de petróleo, visto que a água é praticamente imiscível com os hidrocarbonetos,
formando fases distintas nos vasos de separação e facilitando a separação. A injeção de vaporimplica também em uma maior carga térmica no condensador de topo para promover a
condensação da água.
2.2 Simulação de Processos Químicos
Simulação de um processo, simplificadamente, pode ser definida como a codificação
matemática de um processo químico ou operação unitária, com o objetivo de prever seu
comportamento sem a necessidade de realização de experimentos e testes em unidade pilotoou industrial (EDEN E ABDELHADY, 1988).
A simulação envolve a resolução de um modelo capaz de representar os principais
aspectos do processo analisado. Este modelo pode ser fenomenológico, baseado em princípios
físicos fundamentais ou estritamente empírico, baseado em dados do tipo entrada/saída
medidos diretamente no sistema real ou em uma representação equivalente em menor escala
O escopo de uma simulação pode envolver o acompanhamento do processo investigado
em regime estacionário ou dinâmico. A simulação de processos em regime estacionário é uma
tecnologia consolidada, sendo largamente utilizada na indústria de processos químicos e na
indústria do petróleo desde a década de 60. A simulação dinâmica de processos é de uso mais
recente, com aplicações na área de controle de processos e treinamento de equipes de
operação (“plantas virtuais”).
2.2.1 Simuladores Estacionários de Processos Químicos
Simuladores de processo são ferramentas de extrema importância, pois permitem a
avaliação de projetos, verificação de novos procedimentos e possibilidades de otimização,
entre outras aplicações, de forma sistemática e relativamente simples e rápida, demandandouma fração dos recursos utilizados em testes em escala industrial ou piloto. A crescente
demanda, por parte de indústrias e universidades, por esses pacotes tem impulsionado a
melhoria na qualidade desses programas.
Apesar da popularização dessas ferramentas nos últimos anos, simuladores de processo
já são desenvolvidos a mais de 50 anos (PELEGRINI, 2003). Os primeiros modelos para
operações de unidades foram desenvolvidos nos anos 50, sendo executados em computadores
rudimentares para os padrões atuais de processamento de dados.
O sistema Flexible Flow, apresentado em 1958 pelo grupo industrial M. W. Kellog
Corp, calculava de forma seqüencial uma associação de equipamentos, utilizando a saída de
um equipamento como entrada para o equipamento a jusante. No caso de reciclos, era
necessário realizar um procedimento iterativo. Essa metodologia de resolução tornou-se
conhecida como modular seqüencial (KESLER e KESSLER, 1958, em PELEGRINI, 2003).
Na década de 60 houve um grande esforço de desenvolvimento desse tipo de simulador,
sendo desenvolvidos mais de 200 por diferentes empresas. Esses sistemas demandavam um
grande grupo de pessoas, atuando no desenvolvimento e manutenção dos mesmos.
Paralelamente, no meio acadêmico, diversos pesquisadores desenvolveram conceitos e
métodos para sistemas baseados em equações. A idéia dessa família de métodos é que ao
invés de os modelos ou subsistemas compartilharem suas soluções, eles compartilham suas
equações. As equações eram reunidas em um bloco único por um gerenciador, que permitia a
A idéia do seqüenciamento modular sofreu um aprimoramento na década de 70, com a
utilização de métodos mais avançados para a decomposição e solução de processos, que
resultou no conceito de solução modular dinâmica. Basicamente nesse processo, as unidades
são tratadas exatamente como no caso da metodologia modular seqüencial, porém a solução
de todo o processo é executada de forma global simultânea, e não mais separadamente. Além
disso, a incorporação de novos algoritmos e modelos mais gerais, bem como métodos
numéricos mais sofisticados contribuíram para o desenvolvimento dessa classe de
simuladores. Um resultado desse desenvolvimento foi o projeto ASPEN do MIT
(Massachusetts Institute of Technology).
Os sistemas baseados em equações sofreram grande desenvolvimento em função,
principalmente, do seu uso em otimização de processos, sendo implementados métodos mais
robustos de resolução, como algoritmos seqüenciais quadráticos (PELEGRINI, 2003). Outro
fato marcante que contribuiu no desenvolvimento dessas ferramentas foi o aperfeiçoamento
no campo da engenharia de software e o rápido desenvolvimento da indústria de
semicondutores, levando a produção de processadores cada vez mais rápidos e acessíveis.
O desenvolvimento de simuladores, atualmente, está a cargo de empresas
especializadas, as quais utilizam tanto a abordagem modular quanto a baseada em equações,sendo ainda o tratamento modular predominante, porém em função da complexidade dos
problemas atuais, podendo conter dezenas e até centenas de milhares de equações, vê-se uma
movimentação na direção do desenvolvimento de ferramentas baseadas na abordagem em
equações (PELEGRINI, 2003).
2.2.2 Ferramentas de Simulação Estacionária e a Indústr ia deProcessos
O desenvolvimento das ferramentas de simulação de processos foi notório nas últimas
décadas, sendo um grande auxiliar no estudo, projeto e acompanhamento dos mais diversos
processos industriais. Destaca-se neste sentido, o barateamento da capacidade computacional,
possibilitando seu uso em computadores pessoais, a disponibilidade de vários softwares
comerciais, um amplo conjunto de operações unitárias associado a quase infinitas
possibilidades de interconexões, a aplicação de novos algoritmos de convergência além de
vastos bancos de dados e inúmeros modelos termodinâmicos. Além disso, a utilização de
interfaces amigáveis dos programas disponíveis, facilidade de entrada de dados e o
automatismo da utilização difundiram o seu uso e sua aplicação gerando uma grande
quantidade de resultados com um mínimo de esforço e em um tempo relativamente curto.
Segundo Eden e Abdelhady (1988) existem várias vantagens na utilização desimulações, dentre as quais citam:
• Permitem aos projetistas testar rapidamente a performance de uma configuraçãode processo;
• Permite o desenvolvimento de processos otimamente integrados;
• Minimiza os custos experimentais e de mudança de escala;
•
Permite explorar as flexibilidades e sensibilidades do processo;• Modela quantitativamente e permite avaliação da performance dos processos.
Banks e Gibson (1996) apresentam um guia rápido para o desenvolvimento de uma
simulação, composto por 12 etapas básicas, abordando desde a definição do problema,
entendimento do sistema a ser simulado, conhecimento e treinamento na ferramenta de
simulação escolhida, até a importância da análise dos dados necessários e disponíveis e
desenvolvimento de considerações e simplificações.
Apesar de as ferramentas de simulação atuais apresentarem um nível de
desenvolvimento elevado, elas podem encontrar barreiras importantes na tentativa de
reproduzir perfeitamente dados industriais reais. Sowell (1998) agrupa em três grandes grupos
os motivos que podem limitar a acurácia das predições da simulação em relação a dados de
processo reais.
O primeiro se refere a erros inerentes à simulação, originados na etapa de
desenvolvimento do modelo, pois para isso são utilizadas inúmeras considerações e
simplificações, tais como considerar que a separação em um prato de uma coluna se
desenvolva em equilíbrio, e que o sistema modelado possa ser assumido como adiabático.
Dentro dessa classe pode-se ainda incluir erros referentes as limitações dos modelos
termodinâmicos e cinéticos envolvidos. Neste sentido, destaca-se a consideração de estado
estacionário. Plantas industriais raramente, ou mesmo nunca, estão em estado estacionário. Os
erros provocados por essa consideração serão tanto menores quanto mais próximo a planta
estiver do estado estacionário. Pode-se ainda incluir nessa classe a prerrogativa do processoinstantâneo, ou seja, o negligenciamento da dinâmica do processo.
O segundo grupo de erro apresentado pelo autor se refere aos erros referentes a
informações fornecidas pela instrumentação de processo e dados de laboratório. Como
conseqüência, os dados utilizados para calibrar e rodar a simulação podem apresentar
problemas.
O terceiro grupo responsável pela discrepância entre os valores gerados por uma
simulação e os realmente fornecidos pela planta são os erros originados por uma aplicação ou
construção incorreta da simulação. Geralmente uma simulação é desenvolvida para uma
configuração particular do processo, enquanto que na planta pode-se operar, dependendo do
alinhamento utilizado, com diversas configurações, dependendo das demandas e condições do
processo. Nesse grupo é agregado também o erro originado pelo mau desenvolvimento de
uma simulação, resultado da falta de conhecimento do processo do responsável pela
elaboração.
Portanto, estes fatos não garantem que qualquer simulação possa ser considerada um
retrato fiel da realidade. É importante ressaltar que “a diferença entre um talentoso usuário de
simuladores de processo e um gerador de caso de estudos é a habilidade de gerar simulações
plausíveis, ligadas à realidade definida pelas leis fundamentais da química e da física”
(AGARWAL, 2001). Assim, é preciso ter consciência do que se passa internamente no programa a fim de analisar criticamente os resultados, sabendo das suas concordâncias com o
mundo real e também os seus limites de aplicação.
O problema é que nem sempre o usuário possui conhecimento dos passos assumidos
pelo simulador, a partir de alguns poucos dados de entrada. A Tabela 2.2 (AGARWAL, 2001)
demonstra como exemplo o encadeamento de etapas na simulação de um flash, abordando as
suposições, fundamentais para o cálculo, mas que no entanto dependem muito pouco dousuário, sendo até mesmo ocultas.
Em síntese, ao se utilizar uma simulação é necessário considerar alguns aspectos, como:
• Não confiar inadvertidamente nos resultados de qualquer ferramenta desimulação;
• A qualidade das respostas geradas depende fortemente dos dados de entrada
fornecidos;• Sempre analise as respostas e verifique se as mesmas fazem sentido, ou seja,
estão de acordo com os princípios físico-químicos e termodinâmicos.
- Selecionar modelos de entalpia, entropia e CapacidadeCalorífica- O volume parcial molar é definido para a fase líquida- Um método de extrapolação para o volume molar docomponente puro além da Temperatura Crítica é definido- São definidas as regras de mistura para as entalpias- Os modelos de massa específica do líquido e do vaporsão selecionados- Os modelos para as propriedades de transporte sãoselecionados
Escolher o modelotermodinâmico NTRL/Virial
Indicar ao simulador asequações para realizar os
cálculos de equilíbrio
- Métodos de extrapolação para todas as propriedadesfísicas são padronizados- Recuperar do banco de dados de componentes puros as
propriedades físicas.- As propriedades recuperadas podem já ser estimativas,sendo que muitas vezes o critério de estimação não édisponibilizado.- As propriedades não recuperadas são estimadas.Aplicabilidade depende do tipo de substância química presente.- As entalpias de mistura restantes são calculadas- Recuperar de uma base de dados os parâmetros deinteração binário e constantes de Henry. Os parâmetros podem ou não ser aplicáveis a condição de interesse.
Selecionar os
componentes da listade componentes
Definir a mistura que
potencialmente estará presente na simulação
- Parâmetros de interação para os pares subcríticos binários são estimados.
- As pressões de vapor são calculadas. Extrapolações sãorealizadas se as temperaturas estiverem além dos limites.- As constantes de Henry são calculadas. Extrapolaçõessão realizadas se as temperaturas estiverem além doslimites.- Coeficientes de atividade são calculados. Normalmenteas extrapolações são realizadas sem verificar os dadosutilizados para a determinação dos parâmetros deinteração.- Entalpias, entropias e capacidades caloríficas sãocalculadas. Dependendo da temperatura, os componentessubcríticos podem ultrapassar a temperatura crítica eextrapolações para a entalpia de vaporização são
realizadas.
Definir pressão,temperatura ecomposição
Determinar o estadotermodinâmico da mistura
- As propriedades de transporte são calculadas. Normalmente, pouca ou nenhuma informaçãoexperimental para a mistura está disponível para auxiliaras estimativas.
2.2.3 Simulação de Destilação Multicomponente
As ferramentas de simulação são de fundamental importância para processos
complexos, que de outra forma seriam extremamente laboriosas ou mesmo impraticáveis. Um
exemplo típico dessa classe de processo são as destilações multicomponentes.
mais corretas, mas não são utilizadas nos projetos. Mais detalhes e outras definições do
conceito e aplicação do conceito de eficiência podem ser encontrados em Lockett (1986).
A direta incorporação das equações para cálculos de eficiência de prato nem sempre éutilizada no método integral por duas principais razões, primeiro que a determinação da
eficiência para cada um dos componentes em um destilação multicomponente não é uma
tarefa simples e segundo que a incorporação do conceito de eficiência no conjunto de
equações a serem resolvidas agrega problemas numéricos adicionais. De modo a representar
as diferenças entre o modelo ideal, cuja eficiência de separação é completa, utiliza-se
conceitos de eficiência global por estágio, como a eficiência de Murphree.
O método diferencial parte de balanços de massa e energia em um elemento diferencial
ou finito do filme bifásico contido no prato ou recheio, levando em conta as taxas de
transferência de massa (GORAK et al. 1990). A solução do perfil axial de concentrações é
realizada através da solução numérica dos balanços de massa e energia e a matriz de equações
relacionada à transferência de massa. Apesar de mais próximos à realidade, a utilização de
modelos baseados na metodologia diferencial em simuladores de processo é restrita em
função de sua maior complexidade.
A solução numérica das equações dos modelos baseados na metodologia integral,
segundo Morris et al. (1988), pode ser obtida por dois tipos principais de métodos. O primeiro
utiliza o método de Newton para a solução dos balanços de massa e energia e as equações de
equilíbrio. Os autores afirmam que, apesar desse método ser robusto e não apresentar
problemas sérios de convergência, ele utiliza muita memória e demanda um elevado esforço
computacional.
Em 1983, Russel introduziu um algoritmo que resultou em um método mais eficientecomputacionalmente, possibilitando a solução dos sistemas de equações resultantes de uma
destilação multicomponente de forma mais rápida e com menor demanda por memória.
O algoritmo apresentado é membro da família dos métodos inside-out . Essa família de
métodos é composto por dois laços de convergência. O laço interno utiliza modelos
simplificados de propriedades para a resolução dos balanços de massa e energia. Uma vez que
o laço interno tenha convergido para uma solução aproximada, um modelo rigoroso de
cálculo de propriedades é utilizado para a correção dos parâmetros dos modelos simplificados
O laço interno é recalculado com os novos parâmetros e o processo é repetido até que
não hajam diferenças significativas entre as propriedades calculadas pelo laço interno, que
utiliza modelos simplificados, e as propriedades calculadas pelo laço externo, que utiliza
modelos rigorosos para as propriedades.
Apesar de os métodos inside-out não serem matematicamente tão elegantes quanto os
métodos tradicionais de resolução, sua performance é significativamente melhor, sendo que o
tempo de resolução chega geralmente a uma ordem de grandeza menor que os demandados
pelo método de Newton (MORRIS et al., 1988)
2.3 Equil íbrio de Fases
O estudo do equilíbrio termodinâmico é muito importante na indústria de processos
químicos, uma vez que inúmeras etapas destes podem envolver condições próximas do
equilíbrio ou foram projetadas considerando-se que o equilíbrio é atingido, ou se diz qual a
relação da condição atingida com a de equilíbrio. Embora em muitos casos este nunca seja
atingido por motivos práticos, é importante seu conhecimento, uma vez que este representa o
limite termodinâmico de um dado processo.
A termodinâmica se preocupa amplamente com as relações entre as várias propriedades
dos sistemas em equilíbrio, e as diferenças entre estas propriedades em estados de equilíbrio
distintos. Como exemplo, temos as equações de estado entre pressão, temperatura e volume
que fornecem as relações entre estas propriedades em cada estado de equilíbrio, mesmo que
outras condições intermediárias tenham sido obtidas até se atingir o equilíbrio
(WALAS,1984).
Num sistema composto por uma substância pura, em uma única fase, o estado de
equilíbrio é caracterizado quando ocorre um máximo de entropia ou um mínimo das funções
de energia (energia interna, energia de Gibbs, energia de Helmholtz e entalpia), quando
especificadas outras duas propriedades termodinâmicas pertinentes a uma dada equação
fundamental (WALAS,1984).
Quando há mais de uma fase em contato, o equilíbrio ocorre quando é obtida a
igualdade entre as temperaturas e pressões destas, e, decorrente da minização da energia de
Gibbs, quando potencial químico de cada componente, em cada fase, seja igual. Assim, numasituação em que o equilíbrio térmico e de pressões já tenham sido obtidos, as concentrações
dos componentes irão variar, até que os potenciais químicos sejam iguais, atingindo-se o
chamado equilíbrio difusivo.
O procedimento prático da determinação do equilíbrio é facilitado pela introdução doconceito de fugacidade e dos coeficientes de fugacidade. Tal propriedade é originária da
variação da energia de Gibbs, em um processo isotérmico, e, para o componente i de uma
dada mistura, é obtida pela Eq. 2.2 (WALAS,1984):
dPV f d RT Gd iii == ˆln (2.2)
onde,
iG - energia de Gibbs parcial molar do componente i
R - constante dos gases
T - temperatura
i f ̂ - fugacidade parcial do componente i na mistura
iV - Volume parcial molar
P - Pressão do sistema
Analogamente ao potencial químico, o equilíbrio difusivo é atingido quando ocorre a
igualdade entres as fugacidades de cada componente em todas as fases de um determinado
sistema.
O coeficiente de fugacidade parcial de um componente i de uma mistura é definido pela
razão entre a fugacidade deste e o produto da pressão total e da fração molar deste
componente.
P x f
i
ì i
ˆˆ =φ (2.3)
onde,
iφ ̂ - coeficiente de fugacidade parcial do componente i na mistura
i x - fração molar do componente i na mistura
A definição de um estado padrão de referência adequado facilita a caracterização das
variações das propriedades de energia (e.g. H Δ , GΔ , S Δ , entre outros). A utilização da
A seguir será discutida a aplicação dos conceitos supracitados na obtenção das relações
de equilíbrio entre fases, sendo discutida o equilíbrio líquido-vapor, que está diretamente
ligado com o foco deste trabalho.
2.3.1 Equilíbrio Líquido-Vapor
A condição de equilíbrio entre o líquido e o vapor é obtida quando ocorre a igualdade
entre as pressões, temperaturas e fugacidades parciais de cada componente em cada fase.
Considerando-se apenas uma fase líquida e uma fase vapor temos:
(2.9)iLiV f f ˆˆ =
Transformando a Eq. 2.9 em termos de coeficientes de fugacidade obtemos:
(2.10)iLiiV i xP y φ φ ˆˆ =
onde os coeficientes de fugacidade podem ser obtidos a partir de equações de estado, como
mostraremos a seguir. Quando não é possível determiná-lo para a fase líquida ou este
apresenta um erro muito grande, usa-se o coeficiente de atividade, resultando em:
(2.11)i
Sat
i
Sat
iiiiLiiiV i PF P x f xP y )(ˆˆ φ γ γ φ ==
Esta equação (Eq. 2.11) é usualmente escrita de modo explicitar a proporcionalidade
entre a composição entre as fases, sendo a equação básica para a determinação de
composições na fase liquida e vapor.
i
iV
i
Sat
i
Sat
ii
i xP
PF P y
φ
φ γ
ˆ)(
= (2.12)
Contudo, como os coeficientes de atividade e fugacidade parciais dependem dacomposição de cada fase, assim como da temperatura e da pressão do sistema, a determinação
das composições das fases pode ser realizada por aproximações sucessivas. Ocasionalmente,
algumas aproximações são pertinentes, como próximo da unidade para pressões
moderadas e a razão entre os coeficientes de fugacidade se aproxima da unidade em boa parte
As relações matemáticas entre as variáveis pressão (P), volume molar (VM),
temperatura (T) e composição de uma dada mistura são chamadas equações de estado. Sua
descrição remonta aos primórdios da termodinâmica, onde estudos do comportamento dos
gases rarefeitos geraram a teoria dos gases ideais. Assim, foi obtida uma relação entre
variáveis de estado P, V e T, tendo como fator de proporcionalidade a constante dos gases
ideais ( R ).
RT PV M = (2.13)
Tal teoria desconsidera a interação entre moléculas assim como dimensões atômicas, o
que não deixa de ser uma boa aproximação, para situações de baixas pressões. Uma primeira
tentativa de contabilizar as não idealidades foi a inserção do fator de compressibilidade (Z)
que nada mais é que a razão entre o volume molar do gás real e do gás ideal, sob as mesmas
condições.
RT
PV
V
V Z M
GI =≡ (2.14)
No entanto, estes modelos ainda não prevêem a existência de uma fase líquida, o quegera grandes desvios conforme estes se aproximam da pressão de saturação.
O desenvolvimento de equações de estado cúbicas teve um grande papel, pois além de
preverem o comportamento do estado gasoso e líquido, descreviam o ponto crítico onde não
há diferença entre os volumes específicos de ambas as fases. O equacionamento desenvolvido
por van der Waals possuía um fundo teórico atribuindo termos de atração e repulsão das
moléculas que corrigiam as não idealidades dos sistemas. Tal modelo foi desenvolvido
utilizando dois parâmetros, em que todos os fluidos que estivessem nas mesmas coordenadas
reduzidas possuíam as mesmas propriedades físicas. Os parâmetros redutores normalmente
são a temperatura e pressão críticas. Apesar de uma melhor descrição, este modelo ainda não
apresenta precisão requerida para a maior parte das aplicações de engenharia.
A aplicação de equações de estado em sistemas multicomponentes também depende da
adequada escolha das regras de mistura, de forma a melhor representar a contribuição de que
cada componente e dos parâmetros de interação binária, que definem como cada par de
componente se interferem mutuamente.
Tabela 2.3: Coeficientes da forma geral das equações cúbicas de van der Waals (vdW), Redlich-Kwong (RK),Soave-Redlich-Kwong (SRK) e de Peng-Robinson (PR).
Equação 1u 2u ca α b
vdW 0 0
c
c
P
T R
64
27 22
1
c
c
P
RT
8
RK 1 0
c
c
P
T R2242748,0
21−
r T c
c
P
RT
8
08664,0
SRK 1 0
c
c
P
T R2242748,0
22
11(1
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ −+
−
r T f ω
2176,0574,148,0 ω ω ω −+= f c
c
P
RT
8
08664,0
PR 2 -1
c
c
P
T R2245724,0
22
11(1
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ −+
−
r T f ω
22699,05422,137464,0 ω ω ω −+= f c
c
P
RT
8
07780,0
No caso de frações de petróleos, onde a caracterização dos componentes se dá através
de pseudocomponentes, o método de obtenção das propriedades pseudocríticas também é
decisivo. Entre esses métodos destacam-se o de Twu (1984), Lee Kesler (1976), Riazi-
Daubert (1987), adotado pelo API Technical Data Book (1987) e Cavett (1962), sendo que o primeiro apresenta melhores resultados quando comparado com dados experimentais (Manual
PETROX®, 2006).
Os principais avanços para uma melhor descrição do comportamento dos mais diversos
sistemas foram realizados na obtenção de parâmetros de interação mais representativos, ou de
correlações que possam descrevê-los em função das características básicas dos componentes
da mistura. Com este objetivo, destacamos os trabalhos de Kabadi-Danner (1985), para
parâmetros de interação binários entre a água e hidrocarbonetos, as tabelas do API TDB
(1994) para hidrocarbonetos com água, sulfetos e gases leves e de Wilson e Gantz (1978) para
hidrocarbonetos, água e gases altamente polares, como NH3 e H2S, todos estes implementados
no simulador de processo PETROX® (Manual PETROX®, 2006).
De uma maneira geral a seleção básica do tipo de modelo termodinâmico deve serrealizada com base nos tipos de componentes em estudo e as origens em que estes modelos se
basearam. Kyle (1999) sugere como referência a Tabela 2.4 para seleção (ZYGULA, 2001).
Tabela 2.4: Sugestão de modelos termodinâmicos para cada tipo de sistema.
Sistema Modelo Termodinâmico
Todos os gases, soluções apolares PR, SRKModeradamente não-ideal, soluções polares NRTL, Wilson, Van Laar
Os modelos termodinâmicos de Wilson, Van Laar, NRTL (Non-Random Two Liquid) eUNIQUAC (Universal Quasi-Chemical Equation), por tratarem de sistemas que fogem do
escopo deste trabalho, não são descritos aqui. Sugere-se como bibliografia para o
aprofundamento destes temas as obras de Walas (1984) e Kyle (1999).
2.4 Caracterização de petróleo e suas frações
O petróleo é composto principalmente por hidrocarbonetos nas fases líquida e gasosa ou
da mistura destas fases. Analisando correntes de petróleo produzidas a partir de seusreservatórios podemos encontrar na sua composição hidrocarbonetos que vão desde o metano
até hidrocarbonetos pesados com dezenas de átomos de carbono em suas moléculas
(RIAZI, 2005b).
Após ser extraído do poço, o petróleo passa pelo processamento primário, ainda no
campo de produção, para separação dos gases leves, água e impurezas, quando a corrente de
petróleo atinge então as condições necessárias para o seu transporte e posterior refino. Essa
corrente tratada é denominada então de óleo cru ou simplesmente cru. O cru é enviado para as
refinarias para que através de processos de separação, conversão e tratamento possa dar
origem a produtos intermediários, chamados frações de petróleo, que irão compor os
derivados de petróleo, como GLP, gasolina, óleo diesel, querosene, etc.
Com a finalidade de projetar, otimizar e operar unidades de processamento de petróleo
obtendo-se derivados com as características desejadas de maneira rentável, faz-se necessário o
conhecimento de algumas propriedades do cru, das frações de petróleo e também dosderivados. Dessa maneira, é necessário caracterizar-se as correntes de petróleo que entram e
saem das unidades de processamento bem como o comportamento das mesmas dentro das
unidades.
A caracterização de petróleos e suas frações pode ser classificada como química oufísico-química. A caracterização química pode ser feita de modo completo apenas para
frações leves, sendo incompleta para as demais frações devido ao grande número de espécies
químicas que as compõem. A caracterização fisico-química, de maior interesse no
desenvolvimento deste trabalho será descrita mais detalhadamente nas seções subseqüentes.
2.4.1 Caracterização físico-química de petróleo e suas frações
“Caracterizar físico-quimicamente uma substância ou fração de petróleo significa
definir seu comportamento nos processos em diferentes condições operacionais, avaliando
propriedades como reatividade, afinidade, incompatibilidade, estabilidade, facilidade para
vaporizar, facilidade para cristalizar, facilidade para escoar, solubilidade, etc”
(FARAH, 2006).
Essas propriedades podem ser úteis para o acompanhamento da qualidade dos produtos
e eficiência de processos de refino. Elas também são usadas como parâmetros de projeto de
novas unidades, revamps e otimização de unidades já existentes. Nesse contexto, elas sãoutilizadas como dados de entrada e parâmetros estimados por simuladores como PETROX®,
HYSYS®, entre outras aplicações.
As propriedades de correntes de petróleo podem ser dividas em dois grandes grupos:
• Propriedades independentes da temperatura ou obtidas em uma condição dereferência: densidade API, curva PEV, massa molar, índice de refração, fatoresde caracterização como fator de Watson, composição, ponto de fulgor, ponto de
anilina, fator acêntrico, temperatura crítica, pressão crítica, volume crítico, etc.;
• Propriedades dependentes da temperatura: massa específica, pressão de vapor,entalpia, entalpia de vaporização, entalpia de reação, viscosidade, condutividadetérmica, tensão superficial, difusividade, fugacidade, etc.
Geralmente as propriedades independentes da temperatura são essenciais para
estimativa de outras propriedades físicas, químicas e termodinâmicas relevantes.
Propriedades de frações e derivados de petróleo como densidade, curvas de destilação e
viscosidade, podem ser facilmente obtidas experimentalmente, porém outras propriedades
como, por exemplo, as propriedades pseudocríticas, devem ser estimadas através de
correlações, pois não podem ser obtidas de forma experimental.
2.4.2 Caracterização fisico-química de Óleos CrusO cru, apesar de ser produto originário do tratamento primário, possui em sua
composição hidrocarbonetos que vão deste o metano até asfaltenos de alta massa molar, além
de impurezas como compostos sulfurados, água, sais, etc. É claro que o percentual de gases
leves e impurezas é menor que o existente em correntes de petróleo originárias de
reservatórios.
A completa caracterização de crus é obtida através de dados experimentais e
propriedades estimadas a partir de equações de estado e outras correlações apresentadas em
métodos de cálculo para frações de petróleo de composição molar conhecida e desconhecida,
como apresentada na Figura 2.2.
Figura 2.2: Caracterização de óleos crus
2.4.3 Caracterização físico-química de frações de petróleo
Frações de petróleo são misturas de hidrocarbonetos compreendidas em uma faixa de
ebulição. A partir de propriedades básicas de frações de petróleo obtidas por métodosexperimentais, pode-se calcular outras propriedades não medidas experimentalmente. Para
tanto utilizam-se correlações desenvolvidas a partir das utilizadas para estimar propriedades
de hidrocarbonetos puros. Essa metodologia é a utilizada em simuladores de processo.
Os simuladores fazem uso geralmente de dois métodos de caracterização de frações de
petróleo: um para frações com composição definida (normalmente aplicado a frações
compostas por gases leves e compostos puros) e outro para as de composição indefinida
(por exemplo, frações C7+), das quais algumas propriedades da mistura são conhecidas.
c – Curva de Destilação simulada por cromatografia gasosa
Assim como o método ASTM D-86 este também é muito simples e conveniente. É
utilizado em refinarias na obtenção de curvas de destilação de fração pesadas de petróleo, para
as quais o método ASTM D-86 não se aplica. O procedimento que descreve esse método é o
ASTM D-2887.
d – Curva de Destilação a Pressões Reduzidas
Utilizado para frações pesadas sujeitas ao craqueamento térmico quando submetidas à
destilação à pressão atmosférica. Realizados a pressões entre 1 e 760 mmHg. O procedimento
que descreve esse método é ASTM D-1160.
e – Curva de Destilação Integral ou Vaporização por expansão brusca (VEB)
“Vaporização por expansão brusca (VEB) é a curva de destilação de menor importância
e muito difícil de obter-se experimentalmente (RIAZI, 2005a).” É apresentado em termos de
temperatura de ebulição versus percentual volumétrico vaporizado da fração. Este método
envolve uma série de experimentos a pressão atmosférica em equilíbrio líquido-vapor. Devido
a necessidade de conhecer-se pontos da curva de destilação VEB úteis em cálculos de
equilíbrio líquido-vapor, por exemplo em cálculos de torres de destilação, foram
desenvolvidos metodologias de conversão de curvas de destilação ASTM D-86 e PEV em
curvas VEB. Estes métodos serão comentados na seção 2.4.5.
Densidade e o API
Densidade é uma propriedade de mistura ou de compostos puros que pode serexperimentalmente obtida. É uma propriedade usada para indicar a qualidade de uma fração
de petróleo, além de ser muito utilizada para estimar várias outras propriedades físico-
químicas e químicas. O oAPI pode ser calculado a partir da densidade através da Eq. 2.18.
d15,6/15,6, é a densidade da substância, ou seja, a relação entre a massa específica da
substância a 15,6 oC em relação a de um fluido de referência (para líquidos, água) na
mesma temperatura.
Também se utiliza a d20/4, que é a densidade da substância, ou seja, a relação entre a
massa específica da sustância a 20 oC em relação a de um fluido de referência (para líquidos,
água) na temperatura a 4 oC .
Um método padrão para determinação da densidade é o descrito pelo procedimento
ASTM D-4052. Este método usa um densímetro digital para inferir a densidade de uma fração
de petróleo. Um outro método é o descrito pelo procedimento ASTM D-1298, o qual usa um
hidrômetro para inferir a densidade.
Massa Molar
É outra propriedade de mistura e um indicativo do tamanho e da estrutura molecular. É
uma importante propriedade normalmente não obtida experimentalmente, em função da baixa
precisão dos resultados obtidos.
Existem três métodos que são largamente utilizados para medir massa molar de frações
de petróleo. São eles crioscopia, método da pressão de vapor e SEC (Size Exclusion
Chromatography). Pode ser estimada através de correlações (métodos de Winn, Riazi,
Hirschler) encontradas na literatura com boa precisão.
Viscosidade Cinemática
Viscosidade cinemática é uma propriedade de mistura que pode ser medida para todas
as frações de petróleo na forma líquida. Não só a viscosidade cinemática é um parâmetro
importante, como esta pode ser usada para a estimativa de outras propriedades físico-químicas, bem como a composição e a qualidade de frações de petróleo de natureza
desconhecida.
O conhecimento da viscosidade cinemática a duas temperaturas pode ser utilizado para
caracterizar frações pesadas, em substituição aos dados de ponto de ebulição quando estes não
podem ser determinados devido a decomposição térmica durante a destilação (frações muito
pesadas) (RIAZI, 2005b).
Medidas de viscosidade são facilmente obtidas experimentalmente, mas os métodos e
2.4.5 Ponto de ebulição médio e interconversão de dados dedestilação
A seguir serão apresentados alguns métodos de cálculo dos pontos de ebulição médios e
também métodos de interconversão de dados de curvas de destilação. Esses dois artifícios são
importantes na previsão de propriedades de correntes de petróleo através das correlações
encontradas na literatura.
Pontos de ebulição médios
Para misturas de composição conhecida o ponto de ebulição médio pode ser
representado pelos pontos de ebulição dos componentes existentes na mistura relacionados
com os percentuais vaporizados de cada componente. Para uma fração de petróleo decomposição desconhecida, o ponto de ebulição médio deve ser calculado, a partir de dados de
uma curva de temperatura de ebulição versus percentual vaporizado da fração.
Para estimativa de propriedades físico-químicas e químicas de frações de petróleo é
requerido um único ponto de ebulição médio para cada corte. Existem cinco tipos de pontos
de ebulição médios, sendo três obtidos diretamente através de médias ponderadas, PEMV
(ponto de ebulição médio volumétrico), PEMP (ponto de ebulição médio mássico), PEMM
(ponto de ebulição médio molar), definidos para uma mistura de n componentes através da Eq
2.19.
∑= )( bii T xPEM (2.19)
onde,
PEM, é o PEMV, PEMP ou PEMM;
xi é a fração correspondente em volume, mássica, ou molar;T bi é a ponto de ebulição do componente i em kelvin.
Os outros dois pontos são calculados por métodos mais complexos, PEMC (Ponto de
ebulição médio cúbico) e o PEMe (Ponto de ebulição médio mediano).
Watson e Smith foram os primeiros a propor metodologias de cálculo para os diversos
pontos de ebulição médios de frações de petróleo de composição desconhecidas, através de
dados da curva de destilação ASTM D-86 destas frações. Maxwell também propôs sua
O tratamento para cortes longos é mais complexo. Os constituintes dessas frações não
podem ser representados por um único pseudocomponente. A caracterização dessas frações
usa um modelo de distribuição que reduz a mistura a um determinado número de
pseudocomponentes com parâmetros de caracterização conhecidos.
Estimativa de massa molar, propriedades críticas e fator acêntrico
Muitas propriedades de frações de petróleo, como entalpia, entropia, pressão de vapor,
entre outras são calculadas através de equações de estado. Estas equações requerem como
dados de entrada as propriedades pseudocríticas (Tc, Pc e Vc), fator acêntrico ( ) e massa
molar.
Para frações de petróleo esses parâmetros podem ser estimados usando propriedades dos
pseudocomponentes e correlações encontradas na literatura com as de Lee-Kesler (1976),
Riazi-Daubert (1980), Twu (1984), entre outras (RIAZI ,2005a).
Estimativa de outras propriedades
Propriedades como Pressão de Vapor Reid (PVR), Ponto de Fulgor, Ponto de Névoa,
Ponto de Congelamento, Número de Cetano, Número de Octano e outras podem ser estimadas
através de correlações existentes na literatura, usando para isso, parâmetros medidos emlaboratório como dados da curva PEV, ASTM D-86, densidade, oAPI e outros estimados
através de correlações das propriedades pseudocríticas e massa molar.
2.5 Número mínimo de dados de experimentais
Os dados básicos de laboratório que são úteis para caracterização de petróleo e suas
Se todos estes dados puderem ser obtidos teremos uma melhor caracterização, mas é
necessário conhecer-se no mínimo dois destes parâmetros para que se possa fazer a
caracterização de uma fração de petróleo.
Os dois melhores parâmetros usados para estimativa de outras propriedades são ponto
de ebulição e densidade. Para frações pesadas, para as quais o ponto de ebulição não pode ser
obtido experimentalmente, três parâmetros, sendo dois dados de viscosidade a duas diferentes
temperaturas e o outro a densidade, podem ser utilizados (RIAZI, 2005a).
Para óleos crus os dados de destilação, combinados com dados de densidade são os mais
importantes parâmetros para se fazer uma caracterização precisa.
2.6 Regras de Mistura
Neste item, serão relatadas brevemente as regras de mistura utilizadas na indústria do
petróleo para estimar os valores de propriedades físico-químicas das correntes encontradas em
seus processos.
2.6.1 Regras de Aditiv idade
Uma propriedade de um composto puro ou mistura de compostos, como, por exemplo,as frações de petróleo, pode ser considerada aditiva nas seguintes bases:
• Base atômica: utilizada para se calcular propriedade de um composto puro, a partir da contribuição dos elementos que a constituem;
• Base volumétrica, mássica ou molar: utilizada para se calcular uma propriedadede mistura, através da fração ponderada dos componentes que a constituem, em
base volumétrica, mássica ou molar. Essas regras de aditividade são aplicadas amisturas consideradas ideais.
Desta maneira, para se calcular a propriedade de uma mistura de correntes de petróleos
utilizam-se valores da propriedade para cada corrente e as contribuições volumétrica, mássica
ou molar das mesmas, dependendo da base de aditividade aplicada para a dada propriedade,
bi, é a composição do componente na base de aditividade da propriedade.
São exemplos de propriedades aditivas em base volumétrica, massa específica, BSW(volume/volume), porcentagem vaporizada volumétrica da curva PEV e densidade. Existem
outras propriedades que apesar de não serem aditivas nessa base podem ser consideradas
como se fossem, como índice de cetano e fator de caracterização de Huang.
Como exemplo de propriedades aditivas em base mássica podemos citar teor de
impurezas (massa/massa), poder calorífico por unidade de massa e fator de caracterização de
Watson. Massa molar, volume molar, entalpia molar e entropia molar são propriedades
aditivas em base molar.
2.6.2 Método dos Índices de Mistura
Os chamados índices de mistura são definidos por correlações em função da
propriedade e com faixa de validade estreita. Os índices de mistura são considerados aditivos
em base volumétrica. Logo, conhecendo-se a contribuição volumétrica e os índices de mistura
para cada componente calcula-se um índice de mistura médio. Aplicando-se a correlação do
índice de mistura em função da propriedade de forma inversa obtêm-se a propriedade damistura.
São exemplos de propriedades de mistura de correntes de petróleo obtidas por este
método: PVR, Ponto de Fulgor e Ponto de Névoa. As correlações para o cálculo dos diversos
índices de mistura de correntes são encontradas na literatura.
2.6.3 Método dos Valores de Mistura ou dos Bônus
Este método baseia-se na consideração de que haja aditividade da propriedade em base
volumétrica desde que se leve em conta o valor do chamado bônus. O bônus é obtido através
da diferença entre a propriedade de um dos componentes se a mistura pudesse ser considerada
ideal e o verdadeiro valor da propriedade deste mesmo constituinte quando puro.
É um exemplo de propriedade de mistura de correntes de petróleo obtida por este
De forma a tornar mais simples a compreensão das seções subseqüentes, bem como
caracterizar a ferramenta desenvolvida, essa seção apresenta algumas definições preliminarese configurações utilizadas na simulação.
Para unificar a linguagem entre o texto desse trabalho e a utilizada pelo simulador é
necessário definir três grupos básicos de parâmetros, sendo eles apresentados a seguir.
1. Especificação: é definida como especificação todo o parâmetro do simulador querepresente um objetivo operacional, mantido fixo para cada rodada desimulação, sendo definido pelo usuário. Em termos de solução numérica do
algoritmo, esses parâmetros fazem parte da solução do sistema de equaçõescaracterístico da simulação em questão;
2. Variável Flexibilizada: é todo parâmetro do simulador que é utilizado para sealcançar os valores, dentro de uma tolerância pré-definida, das especificações,sendo assim, valores calculados pelo algoritmo de forma a minimizar o erroentre os valores calculados e determinados para as especificações;
3. Parâmetro Operacional: é todo parâmetro do simulador que represente umavariável operacional, sendo seu valor fixo para cada uma das rodadas desimulação. Difere da especificação por não ser calculado pelo algoritmo e da
variável flexibilizada por apresentar um valor fixo.Outro aspecto crítico no desenvolvimento de uma ferramenta de simulação é a definição
do modelo termodinâmico empregado. Nesse trabalho foi utilizado o pacote termodinâmico
SET01 do PETROX®, sendo esse o conjunto padrão, o qual é constituído pelo sistema de
equações/correlações apresentadas na Tabela 3.1.
Tabela 3.1: Sistema de Equações e correlações utilizados pelo pacote SET01 do PETROX®
Propriedade Equação/Correlação para cálculo
Viscosidade do Líquido Twu
Viscosidade do Vapor APICondutividade Térmica do Líquido KelloggCondutividade Térmica do Vapor API
A UDA estudada é composta por duas baterias de pré-aquecimento de petróleo, duasdessalgadoras, três fornos, uma torre de pré-flash e uma fracionadora principal, que possui
duas retificadoras laterais, uma de querosene e uma de diesel leve.
O petróleo, ao ingressar na UDA, passa por um sistema de filtros, para a remoção de
particulados grosseiros. Ao deixar os filtros a corrente de petróleo é dividida em duas outras,
uma é encaminhada a um ramal da primeira bateria de pré-aquecimento do cru, sendo
utilizado para a condensação da corrente de nafta pesada da fracionadora principal e
resfriamento das correntes de resíduo atmosférico (RAT) e diesel pesado, removendo o calordessas correntes. Esse ramal é denominado de Ramal de Alta.
O segundo ramal, denominado de Ramal de Baixa, é composto por uma série de
trocadores de calor, nos quais o cru é utilizado para resfriar as correntes de querosene, diesel
linha, mistura de diesel leve e diesel pesado, e diesel leve. Os dois ramais são combinados e
passam por um trocador de calor adicional, onde o cru resfria uma corrente de RAT, sendo
posteriormente enviado às dessalgadoras. Nesse sistema o cru sofre um aquecimento de
aproximadamente 100 °C.
O óleo que deixa as dessalgadoras passa pela segunda bateria de pré-aquecimento,
trocando calor com diesel pesado e RAT, tendo sua temperatura elevada em aproximadamente
70 °C.
O óleo pré-aquecido é introduzido no vaso refervedor da torre de pré-flash. Esse vaso
possui em seu interior um conjunto de serpentinas, pelas quais circula o vapor de
aquecimento. Além da serpentina, no interior desse vaso estão localizados um conjunto de
pratos valvulados, que auxiliam a separação das fases vapor e líquido. Com o objetivo de
Figura 3.1: Fluxograma simplificado da unidade de destilação atmosférica estudada
3.3 Simulação da Torre de Pré-Flash
3.3.1 Unidade Industrial
A torre de pré-flash, também conhecida como torre de pré-fracionamento, é um
equipamento utilizado em unidades de destilação de grande capacidade, preferencialmente
superior a 20000 m³/d, com o objetivo de reduzir a carga da torre atmosférica, principalmente
na seção de retificação, removendo do cru as correntes de GLP e NLNE, que correspondem às
frações mais leves (INDIO DO BRASIL, 2005).
A alimentação, como mencionado na seção 3.2, é realizada em um vaso de
aquecimento, dotado de um conjunto de pratos valvulados em seu topo, um conjunto de
serpentinas para circulação de vapor na parte inferior, além de vapor “vivo” de retificação. Osvapores formados nesse vaso são alimentados no fundo da pré-flash, sofrendo um
fracionamento a medida que seguem em direção ascendente na torre. Esse fracionamento é
realizado através de um refluxo líquido, gerado pelo sistema de condensador e vaso de topo.
A corrente líquida de topo, composta por GLP e NLNE é encaminhada à torre
estabilizadora, ou debutanizadora. A corrente de fundo, composta pelos hidrocarbonetos mais
pesados do vapor formado no vaso de aquecimento, retorna ao vaso, novamente se
A torre de pré-fracionamento investigada é constituída por 24 pratos, sendo a carga
dessa coluna, constituída pelos vapores gerados no vaso refervedor, alimentada no prato 24,
prato de fundo. Os vapores que chegam ao topo são condensados e enviados para um vaso de
topo, onde são removidos gases incondensáveis na condição de operação do vaso. Parte da
corrente líquida gerada nesse vaso retorna à torre e constitui o refluxo de topo da unidade e o
restante é enviado à torre estabilizadora para ser fracionada em GLP e nafta leve.
A corrente de fundo é reenviada ao vaso de aquecimento, onde se incorpora novamente
a carga. Pelo fundo do vaso de aquecimento é removida a corrente de cru pré-fracionado, que
antes de ser enviada à torre atmosférica, passa por uma pequena bateria de pré-aquecimento,
sendo aquecida pela corrente de resíduo atmosférico (RAT), e posteriormente alimentada em
um banco de fornos, onde o cru pré-fracionado é vaporizado parcialmente antes de ser
alimentado na torre atmosférica.
3.3.2 Metodologia de Modelagem
No intuito de avaliar as capacidades da ferramenta de simulação escolhida, PETROX®,
foi utilizada uma simulação desenvolvida no software comercial PROCESS®
(Simulation Science Inc.), para o revamp da unidade em questão como benchmark , ou seja, os
resultados dessa última foram tomados como verdadeiros e utilizados para validar o modelo
desenvolvido no PETROX®.
O ponto de partida para a simulação de uma coluna de destilação é a caracterização do
arranjo físico da unidade, sendo principalmente representado pelo número de estágios de
equilíbrio, sua natureza, ideais ou não, a presença ou não de refervedor, o tipo de
condensador, e a localização das correntes de alimentação e retirada, bem como as condições
de operação da torre, representadas por vazão, pressão e temperatura de carga, perfil de pressão na torre, pressão e/ou temperatura no vaso de topo, razão de refluxo e vazão de
retirada de produtos.
Para simular o vaso de aquecimento, foi utilizado um flash PQ ( flash onde são
especificados a pressão de operação e carga térmica), que tem como carga a corrente de cru na
temperatura da saída das dessalgadoras e a corrente líquida do fundo da torre de pré-flash. A
corrente de vapor gerada no flash foi utilizada como carga da torre de pré-flash.
Para a caracterização da torre, foram utilizados os dados da simulação do PROCESS®.
Nessa simulação, devidamente comparada e validada com dados de outro simulador na época,
foram utilizados 9 estágios ideais de equilíbrio. Esse mesmo número foi utilizado no
desenvolvimento desse trabalho, uma vez que os resultados obtidos no PROCESS® foram
considerados adequados. Os dados operacionais de pressão do condensador e estimativas da
vazão de retiradas de produtos e do perfil de temperatura da torre também foram obtidos dos
estudos de revamp.
3.3.3 Caracterização da carga da unidade
Por se tratar de uma mistura complexa de compostos, o petróleo deve ser devidamente
caracterizado para que possa ser utilizado na simulação de sistemas de refino de petróleo. A
ferramenta computacional escolhida apresenta uma flexibilidade na forma de definir uma
corrente do tipo petróleo.
A primeira forma, ideal para situações de operação com apenas um tipo de petróleo,
consiste em um banco de dados interno, o qual contém a caracterização de diversos óleos
processados pela companhia. Essa é a mais simples maneira de se utilizar uma corrente do
tipo petróleo, pois uma vez selecionado o cru desejado, o sistema já carrega os dados
referentes à curva PEV, curva de densidades, composição dos leves e pré-seleciona um
conjunto de grupos de corte adequado para o óleo utilizado.
A seleção do conjunto de grupos de corte é um dos passos críticos na simulação de uma
corrente de petróleo, já que a partir deles são gerados os pseudo-componentes utilizados pelo
simulador. Um número reduzido de grupos de cortes torna a simulação mais rápida,
demandando menor esforço computacional, no entanto pode comprometer a acurácia dos
resultados. Por outro lado, a utilização de um elevado número de grupos de cortes tende a
produzir melhores resultados, uma vez que as propriedades dos pseudocomponentes são
calculadas em um menor intervalo de temperatura, porém tende a elevar o custocomputacional.
O PETROX® disponibiliza além do conjunto padrão de grupos de corte para cada óleo
do banco de dados, um padrão baseado em temperaturas, um baseado em volumes
vaporizados da curva PEV e a possibilidade de se customizar um conjunto de grupos de corte.
Outra forma de se informar um petróleo é através de sua caracterização em termos de
curvas de destilação, densidade, massa molar e composição dos leves. Dispondo-se da curvade destilação, da densidade do óleo e da composição dos leves pode-se criar uma corrente,
sendo que as demais propriedades serão calculadas com base nesses parâmetros. Se forem
informadas as curvas de massa molar e densidade elas serão utilizadas diretamente.
Outra possibilidade de caracterização de um petróleo nessa ferramenta é tratar acorrente como uma fração do petróleo, ou seja, possuindo-se previamente um conjunto de
pseudocomponentes pode-se criar uma corrente composta por esses componentes. Nesse caso,
deve-se informar uma lista com os nomes dos pseudo-componentes, juntamente com duas
das seguintes propriedades, massa molar, temperatura normal de ebulição e densidade,
expressa em ternos de grau API, d20/4 ou d15,6/15,6.
Se forem informados os três parâmetros eles serão utilizados diretamente e no caso de
se informar somente um par, o terceiro é calculado pelo simulador. Todas as demais
propriedades necessárias serão estimadas a partir desses três parâmetros. Posteriormente, para
a criação da corrente, será necessário informar a participação de cada um dos
pseudocomponentes na mistura em termos de vazão, fração ou percentagem. Através dessa
forma pode-se informar dados relativos a apenas um cru ou uma mistura, expressa em termos
de seus pseudocomponentes.
No caso de cargas constituídas por misturas de petróleos, caso mais comum no cenário
industrial, o PETROX® disponibiliza uma ferramenta que permite a criação de misturas, ou
blends, diretamente de petróleos. Basta selecionar quais petróleos comporão o blend , sua
fração na mistura, expressa em porcentagem mássica ou volumétrica, bem como o conjunto
de grupos de corte a ser aplicada à mistura. A mistura é calculada através de regras de mistura
internas, criando-se pseudocomponentes cujas propriedades são resultados da mistura dos
diferentes óleos. Essa forma é mais eficiente do ponto de vista do número de
pseudocomponentes, já que será criada apenas uma lista deles para a mistura.
Outra forma de se criar uma mistura de crus é através de um misturador. Nessa
alternativa, criam-se as correntes de cru independentemente, de uma das maneiras citadas
anteriormente, e faz-se a mistura através de um bloco misturador. Essa alternativa tende a
elevar o número de componentes a ser utilizados na simulação, já que cada petróleo será
caracterizado por seu grupo de pseudocomponentes e a mistura conterá o conjunto total de
pseudo-componentes. A avaliação dos impactos da escolha de uma ou outra alternativa não
Como mencionado na Seção 3.3.2 a torre de pré-flash foi simulada através da
associação de um flash PQ e uma coluna rigorosa de 9 estágios ideais, possuindo um
condensador parcial para a corrente de topo, totalizando para o PETROX® um total de 10
estágios teóricos de separação. A carga é alimentada no vaso de flash, juntamente com uma
corrente de vapor d’água, utilizado para retificação. Os vapores oriundos desse vaso são
alimentados no nono estágio da torre de destilação.
A torre pré-fracionadora gera três correntes de hidrocarbonetos, duas no condensador,
gás combustível e nafta leve não estabilizada, e uma pelo fundo, que é realimentada no vaso
de flash. Pelo fundo do vaso de flash é removido o cru pré-fracionado que serve de carga paraa torre de destilação atmosférica. A Figura 3.2 apresenta, de forma simplificada, a topologia
utilizada na simulação da torre de pré-flash no PETROX®.
A corrente de carga utilizada foi obtida a partir de dados das simulações realizadas para
o revamp da unidade no ano de 1982, sendo constituída por um cru com 24.3 ºAPI de
densidade média. A caracterização da carga foi realizada diretamente através de seus
pseudo-componentes, uma vez que nessa simulação havia a listagem dos pseudo-componentes
utilizados, informando a NBP ( Normal Boiling Point ), massa molar e d15,6/15,6 de cada um dos
componentes. Os componentes puros, leves e contaminantes, foram adicionados em lista
separada. Posteriormente foram informadas as vazões mássicas dos componentes puros e dos
Figura 3.2: Topologia adotada para a simulação da unidade de pré-flash no PETROX®.
A simulação utilizada como benchmark foi realizada no Simulador PROCESS® versão0882, desenvolvido pela Simulation Sciences Inc. A torre de pré-fracionamento nessa
simulação foi modelada através de uma torre de destilação provida de refervedor, com
9 estágios ideais de separação, sem contar o condensador. A carga da unidade, cru, era
alimentada no prato de fundo, juntamente com uma corrente de vapor. Em função dessa
metodologia, de incorporar o vaso de flash à torre de pré- flash, a simulação desenvolvida
nesse trabalho difere configuracionalmente da simulação original, mas reproduz com maior
fidelidade a unidade industrial. A Figura 3.3 apresenta, de forma simplificada, a topologiautilizada na simulação da torre de pré-flash no PROCESS®.
Figura 3.3: Topologia adotada para a simulação da torre de pré-flash no PROCESS®.
Na Figura 3.3 as correntes 20 e 31 representam estimativas iniciais para as vazões de
refluxo e destilado, respectivamente. As correntes aquosas são representadas pela linha com x,sendo VR o vapor de retificação, AA a corrente de água ácida e as correntes 12 e 14 são
pseudo-correntes de água líquida, utilizadas como artifício de simulação, sendo que a corrente
14 apresenta os mesmos valores de pressão e temperatura que VR, porém está completamente
na fase líquida. A corrente 12 corresponderia ao vapor de água nas condições da corrente de
topo.
Algumas variáveis que serão resultados da simulação necessitam de uma estimativa
inicial para que o simulador possa iniciar o algoritmo de cálculo, as quais designamos de
variáveis estimadas. A Tabela 3.3 apresenta os parâmetros operacionais, variáveis estimadas,
a especificação e a variável flexibilizada utilizada na simulação da unidade de pré-flash na
Tabela 3.3: Condições operacionais da Torre de Pré-FlashVariável Valor Unidade Tipo
Vazão de Carga 471330,0 kg/h Parâmetro OperacionalTemperatura da Carga 180,0 oC Parâmetro OperacionalPressão da Carga 3,00 kgf/cm² Parâmetro Operacional
Carga Térmica do Vaso de Flash 7,30 Gcal/h Parâmetro OperacionalQueda de Pressão no Vaso de Flash 0 kgf/cm² Parâmetro OperacionalVazão de Vapor de Retificação no Vaso de Flash 5905,2 kg/h Parâmetro OperacionalTemperatura do Vapor de Retificação 290,00 oC Parâmetro OperacionalPressão do Vapor de Retificação 13,04 kgf/cm² Parâmetro OperacionalPressão no Condensador da Torre de Pré-Flash 2,53 kgf/cm² Parâmetro OperacionalPressão no Topo da Torre de Pré-Flash 2,83 kgf/cm² Parâmetro OperacionalQueda de Pressão na Torre de Pré-Flash 0,17 kgf/cm² Parâmetro OperacionalTemperatura no Condensador da Torre de Pré-Flash 35 oC EspecificaçãoVazão de Nafta Leve Não Estabilizada 29310,0 kg/h Parâmetro OperacionalVazão de Gás Combustível 1820,2 kg/h Variável EstimadaVazão de Água Ácida 5905,2 kg/h Variável EstimadaCarga Térmica no Condensador -10,00 Gcal/h Variável Flexibilizada
Temperatura no Topo da Coluna 130,0 oC Variável EstimadaTemperatura no Fundo da Coluna 200,0 oC Variável EstimadaRazão de Refluxo 0,58 - Variável Estimada
3.3.5 Resultados e Discussões
Essa seção visa comparar os resultados obtidos pela ferramenta desenvolvida no
PETROX® com aqueles obtidos pelo PROCESS® para o caso de análise de revamp, com as
condições apresentada na seção anterior.
Serão comparados primeiramente variáveis operacionais da torre, como o perfil de
temperatura, razão de refluxo e vazões de produtos. Posteriormente serão comparados dados
referentes à caracterização do produto de fundo da unidade de pré-flash, o cru pré-fracionado,
em relação a curvas de destilação, PEV e ASTM D-86, massa molar e d15,6/15,6.
Variáveis Flexibilizadas
A Figura 3.4 apresenta os resultados obtidos pelo PROCESS® e pela ferramenta
desenvolvida em ambiente PETROX® para as temperaturas nos diferentes estágios da torre de pré-flash. Vale ressaltar que para o caso do PETROX® foi adotado o valor de saída da
corrente de cru pré-fracionado como valor de temperatura do último estágio.
Nota-se, através da análise da Figura 3.4, que mesmo com as diferenças
configuracionais, os resultados obtidos pela ferramenta desenvolvida estão próximos aos
obtidos pelo PROCESS®. As divergências podem ser frutos das tolerâncias adotadas na
simulação e nos parâmetros termodinâmicos utilizados por cada um dos simuladores.
Essa seção tem por objetivo comparar os resultados obtidos pelas duas ferramentas em
termos de características físico-químicas da corrente de cru pré-fracionado produzido na
unidade. Serão comparadas as curvas de destilação PEV e ASTM D-86, bem como valores de
massa molar e d15,6/15,6 dessa corrente.
A Figura 3.5 contém as curvas de destilação PEV da corrente de cru pré-fracionado
obtidos pelo PROCESS® e pelo PETROX®. Nota-se que as duas ferramentas produziram
curvas próximas, indicando uma performance equivalente das duas ferramentas. Os valores
utilizados para traçar as curvas são apresentados na Tabela 3.5. As maiores diferenças foram
obtidas nos pontos situados na região final da curva, correspondente aos compostos mais pesados. Normalmente os pontos dessa região são obtidos por extrapolação, as quais podem
produzir valores díspares, dependendo do método utilizado, justificando a diferença obtida.
Tabela 3.5: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo PROCESS® e PETROX®
As curvas referentes à destilação ASTM D-86 produzidas pelos simuladores
PROCESS® e PETROX® são apresentadas na Figura 3.6. Novamente as duas ferramentas
produziram resultados compatíveis, havendo maiores discrepâncias na região correspondente
aos leves (% Vaporizado inferior a 5%) e, com menor intensidade, na região correspondente
aos pesados (% Vaporizado maior que 70%). Essas discrepâncias podem estar associadas aométodo de interconversão PEV-ASTM D-86 utilizado, além de aspectos relacionados ao
equilíbrio termodinâmico, que, como mencionado anteriormente, indica que o PROCESS®
desconsidera a interação entra a fase aquosa e a fase de hidrocarbonetos.
A simulação da torre de destilação atmosférica foi estruturada com o objetivo de
reproduzir os resultados obtidos através da simulação realizada pela empresa projetista
responsável pelo último revamp da torre realizado em 1989. Esta simulação foi implementada
utilizando-se o simulador HYSIM® no ano de 1988.
Desta maneira utilizou-se como carga da torre o mesmo cru pré-fracionado utilizado na
simulação em HYSIM®, ou seja, mesma vazão, mesmas temperatura, pressão e composição
similar. A caracterização da carga foi realizada a partir da mesma curva de destilação PEV e
composição dos leves utilizada na simulação em HYSIM®. Existem pequenas diferenças nas
temperaturas normais de ebulição dos pseudocomponentes gerados, fruto de arredondamentose conversão de unidades, o que justifica as pequenas diferenças na composição da carga,
conforme Tabela 3.7.
Na Figura 3.8 é apresentada a comparação entre as curvas de destilação PEV do cru pré-
fracionado geradas pelos dois simuladores. Os dados usados para gerar as curvas da
Figura 3.8 são apresentados na Tabela 3.7. Pode-se observar que as curvas PEV’s apresentam
grande similaridade, com pequenas diferenças atribuídas às diferenças dos métodos de
geração dos pseudocomponentes dos simuladores e nas diferenças entre os
pseudocomponentes gerados (massa molar, temperatura normal de bolha e densidade).
Tabela 3.7: Dados para construção das Curvas PEV gerados pelo HYSIM® e PETROX®
Figura 3.8: Curvas de destilação PEV do cru pré-fracionado
3.4.3 Parâmetros da simulaçãoPara que se possa simular uma torre de destilação atmosférica é necessário conhecer
alguns dados do equipamento, tais como número de pratos ou estágios teóricos da torre
principal e retificadoras laterais, número de torres de retificação de produtos laterais,
eficiência de separação, no caso de pratos reais, pratos onde são realizadas as retiradas de
produto, alimentações e injeção de vapor de retificação e tipo de condensador.
Nesta simulação, como na do projeto do revamp, decidiu-se representar os pratos deseparação e recheios da torre por estágios teóricos de separação. O número de estágios
teóricos foi obtido através da aplicação de dados de eficiência de pratos e recheios usuais,
indicados pelo projetista. O número de pratos reais das torres e o número de estágios teóricos
equivalente são apresentados na Tabela 3.8.
Além dos dados do equipamento foi necessário estabelecer-se as condições de operação
bem como as condições da carga e produtos. Estas condições são idênticas as da simulação
em HYSIM®, dados esses apresentados na seção 3.4.4.
Estágio de retirada 6Estágio de entrada produto vaporizado 5
Retificação Sim No de estágios -retificadora lateral 2Estágio de entrada vapor de retificação (***) 2
Diesel leveEstágio de retirada 9
Estágio de entrada produto vaporizado 8Retificação Sim
No de estágios - retificadora lateral 2Estágio de entrada vapor de retificação (***) 2
Diesel pesadoEstágio de retirada 11
Retificação NãoProdutos de fundo
Resíduo atmosféricoEstágio de retirada 17
Retificação SimEstágio de entrada vapor de retificação (****) 17
ÁguaEstágio de retirada 1
RefluxosEstagio de alimentação refluxo de topo 2Estagio de retirada do refluxo circulante 11
Estagio de alimentação do refluxo circulante 10Fonte: Projeto Básico de Processo para otimização de Diesel na Torre Atmosférica - confidencial.(*)A torre possui duas torres de retificação de produtos laterais. São eles, querosene e diesel leve.(**) A torre possui um refluxo circulante de diesel pesado.
(***) Os estágios das retificadoras também são numerados de cima para baixo.(****) A retificação do resíduo atmosférico é feita na torre atmosférica, vapor entra no estágio 17.
3.4.4 Condições de Operação
Estabelecidos os parâmetros da torre é necessário especificar suas condições de
operação, as condições da carga e das correntes de produtos da torre de destilação atmosférica
e das retificadoras laterais.
Para simular uma torre de destilação atmosférica com ou sem retificadoras laterais deve-
se definir algumas das variáveis abaixo:
• Temperaturas do condensador de topo e dos outros estágios da torre;
• Carga térmica do condensador de topo e refluxos circulantes;
• Pressão no condensador de topo e outros estágios da torre;
• Pressão nos estágios das torres retificadoras;
• ∆P na torre ou ∆P por estágio;
• Vazões de carga, dos produtos, e dos refluxos circulantes;
• Vazões e condições de temperatura e pressão do vapor de retificação;
• Razão de refluxo.
De acordo com o objetivo da simulação fixaram-se algumas das variáveis citadas
anteriomente como condições de operação da torre atmosférica e retificadoras laterais demaneira a reproduzir a simulação do projeto do revamp (1988), conforme apresentado na
Tabela 3.10.
Tabela 3.10: Condições de operação.Parâmetro Valor Unidade
Torre AtmosféricaPressão no condensador 1,216 kgf/cm2
Pressão no topo da torre 1,640 kgf/cm2
ΔP topo-fundo da torre 0,30 kgf/cm2
Temperatura no condensador 45,8 oCRetificadora de Querosene
Pressão no topo da torre 1,719 kgf/cm2
ΔP por estágio 0,021 kgf/cm2
Retificadora de Diesel LevePressão no topo da torre 1,779 kgf/cm2
Exceto as vazões dos produtos nafta pesada, querosene e diesel leve, as outras variáveis
citadas na tabela 3.10 foram fixadas. Para que fossem atingidos os mesmos valores das vazões
de nafta pesada, querosene e diesel leve obtidos na simulação em HYSIM® foi necessário
fixá-las como especificações, flexibilizando-se para cada uma delas uma outra variável. Na
Tabela 3.11 são apresentadas as especificações relacionadas com suas respectivas variáveis
flexibilizadas.
Tabela 3.11: Especificações e variáveis flexibilizadas.Especificação Variável flexibilizada
Vazão de nafta pesada Razão de refluxoVazão de querosene retificado Vazão de querosene não retificadoVazão de diesel leve retificado Vazão de diesel leve não retificadoTemperatura do condensador Carga térmica do condensador
Foi necessário também fornecer valores estimados de algumas variáveis que são
resultados da simulação. Isso se faz necessário para que o simulador tome estes dados como
estimativas iniciais destas variáveis. Estimativas ruins poderiam levar a não convergência da
simulação, portanto recomenda-se fornecer valores próximos aos esperados. Os dados são
apresentados na Tabela 3.12.
Tabela 3.12: Variáveis estimadas.
Variável Estimada ValorEstimado Unidade
Carga Térmica Condensador -20,0 Gcal/hTemperatura no topo da torre 102,0 oCTemperatura no fundo da torre 375,0 oCRazão de Refluxo 9,0Vazão querosene torre atmosférica -retificadora 79500 kg/hVazão de querosene retificado -produto retificadora 65000 kg/hVazão diesel leve torre atmosférica -retificadora 63000 kg/hVazão de diesel leve retificado -produto retificadora 57000 kg/hVazão de água retirada no vaso de topo 10620 kg/h
3.4.5 Resultados e Discussões
Foram analisados os seguintes parâmetros na comparação entre as simulações da torre
de destilação atmosférica com o objetivo de validar a simulação feita em PETROX ®
utilizando como base a simulação em HYSIM®.
Quanto à operação analisou-se:
• percentual vaporizado da carga nas condições de temperatura e pressão especificadas;
nova mistura adicionada ao tanque, resíduo este que deve ser considerado para fins de
caracterização da mistura de petróleos processada.
Durante o período de análise, estava sendo processada na destilação uma mistura comdensidade API de 24,3 , proveniente de um único tanque e composto de três petróleos
principais com fração volumétrica totalizando aproximadamente 85% da mistura, sendo o
restante oriundo do lastro do tanque. Este percentual da mistura que aparece como lastro de
tanque, apesar de ter sua composição inferida em função de sucessivas diluições anteriores,
tende a ser um fator de erro na simulação como será discutido posteriormente. As informações
da composição do tanque foram obtidas na refinaria junto aos profissionais do setor
Planejamento de Produção.
Além dos compostos orgânicos, o petróleo contém certa fração de água e sais
dissolvidos, presentes mesmo após o processo de dessalgação. Essa fração, mesmo que em
pequena quantidade, deve ser considerada na simulação. Para emular a influência dessa
mistura de água e sais minerais, foi adicionada uma corrente de água ao blend de petróleo
processado. Em função da baixa concentração de sais na corrente aquosa e da impossibilidade
de determinação de sua composição, esses foram desconsiderados e a corrente foi tratada
como água pura.
De posse da composição estimada do petróleo que estava sendo processado, é
necessário se obter as medições de pressão e temperatura em diversos pontos da unidade de
destilação atmosférica, bem como as medições de vazão das correntes líquidas e gasosas, as
quais são alimentadas e produzidas no processo. Todas as medições do campo foram obtidas
através do Sistema Digital de Controle Distribuído (SDCD) da unidade, cujos dados eram
condicionados e apresentados de forma amigável ao usuário pelo software de
acompanhamento de processos Plant Information® (PI) da Osi Soft, de onde eram lidos os
valores das variáveis.
As análises laboratoriais da qualidade dos cortes da destilação foram conduzidas no
próprio laboratório da refinaria, segundo as normas de padronização de cada teste. Das
correntes líquidas leves (nafta leve não estabilizada, nafta pesada, querosene, diesel leve e
diesel pesado) foi obtida a curva de destilação ASTM D-86 e a d 20/4. Da corrente líquida
pesada, neste caso o resíduo atmosférico, foi realizada a destilação simulada porcromatografia gasosa, ASTM D-2887, além da densidade. A composição das correntes
gasosas dos topos de cada coluna, pré-fracionamento e atmosférica, foram obtidas por
cromatografia gasosa.
4.2 Simulação da Torre de Pré-Flash
A entrada de dados para a simulação da torre de pré-fracionamento da UDA inicia-se
pela caracterização do petróleo processado, baseado nas informações da fração volumétrica de
cada petróleo contido no tanque, obtida junto ao setor de planejamento de produção da
refinaria. Através do banco de dados de petróleos do PETROX®, foi realizada a mistura dos
petróleos e formação do blend , conforme descrito na seção 3.3.3. A composição do blend
formado é inferida através da técnica dos “pseudocomponentes”, devido à impossibilidade
prática de descobrir a composição exata da mistura de componentes que compõem o petróleo.
O método de caracterização do blend utilizado no simulador foi o de Twu, ou seja, na
previsão das propriedades críticas são utilizadas as correlações de Twu, o cálculo da massa
molar do petróleo utilizou o método API e para a conversão das curvas de destilação dos
petróleos foi utilizada o método de Edmister. Foram utilizados 48 cortes para as frações de
petróleos compreendidas até a temperatura de 430°C, 8 cortes até 650°C e 4 cortes até 870°C.
A simulação da torre de pré-fracionamento foi desenvolvida de modo similar àmetodologia utilizada na simulação das condições de projeto do revamp, porém o vaso
refervedor foi representado por um flash PT (pressão e temperatura definidas), possibilitando,
desse modo, a inserção direta da pressão e temperatura desse vaso, as quais são parâmetros
medidos na unidade. O condensador escolhido foi do tipo “parcial”, que opera com a fase
líquida na condição de saturação em equilíbrio com a corrente de gás combustível.
Os dados de operação da torre pré-fracionadora (pressões e temperaturas no topo e
fundo da coluna, razão de fluxo e vazões dos produtos de topo) também são variáveis medidas
na unidade, sendo desse modo conhecidas. Na Figura 4.1 é apresentada simplificadamente a
topologia do pré-fracionamento com as variáveis (dados de campo e laboratório) utilizadas na
simulação. A lista dos parâmetros com suas respectivas unidades são apresentadas na Tabela
4.1, Tabela 4.2 e Tabela 4.3.
Por simplificação, foram omitidos nesta figura bombas, válvulas, e demais acessórios
presentes na unidade. Os números apresentados dentro do vaso de topo, torre pré-fracionadora
e vaso refervedor representam os estágios teóricos da simulação.
Tabela 4.1: Parâmetros de processo utilizados na simulação da torre de pré-fracionamento
Ordem Parâmetro Valor Unidade
1 Temperatura do cru na entrada do refervedor 181,0 °C2 Vazão do cru 12455,5 m
3/d
3 Teor de água no cru 0,6 %
4 Pressão do vapor direto no refervedor 13,53 kgf/cm2
5 Temperatura do vapor direto no refervedor 290,0 °C6 Vazão do vapor “vivo” no refervedor 3,5 t/h7 Pressão do cru pré-fracionado na saída do refervedor 2,44 kgf/cm2
8 Temperatura do cru pré-fracionado na saída do refervedor 187,0 °C9 Pressão no condensador de topo 2 kgf/cm2
10 Pressão no topo da coluna (estágio teórico 2) 2,27 kgf/cm2
11 Temperatura no topo da coluna (estágio teórico 2) 120 °C
Figura 4.1: Fluxograma simplificado da coluna de Pré-Fracionamento
Tabela 4.2: Estimativas utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento
Ordem Parâmetro Valor Unidade
12 Vazão de gás combustível (*) 9953,0 m3/d
13 Vazão de água ácida 6639,5 kg/h
(*) A vazão de gás combustível, apesar de ser uma medição de campo, entra como uma
estimativa na simulação e é calculada por equilíbrio na corrente de topo nas condiçõesde pressão e temperatura do condensador.
Tabela 4.3: Especificações utilizadas na simulação da torre de pré-fracionamento
Ordem Parâmetro Valor Unidade
14 Temperatura no condensador de topo 37 °C15 Temperatura onde 90% de uma amostra de nafta leve não
estabilizada vaporiza pela análise ASTM D-86161,8 °C
16 Vazão de nafta leve não estabilizada 1114,2 m3/d17 Razão de refluxo de topo 0,59 -
As pressões apresentadas na Tabela 4.1 são expressas em termos absolutos. As vazões
volumétricas das correntes líquidas são referenciadas à d 20/4, já as correntes gasosas são
expressas na pressão de 1 atmosfera e temperatura de 20°C. Para uma comparação rigorosa
das vazões volumétricas deveria considerar cada produto com sua densidade, simulada e
medida na planta, iguais. Uma alternativa seria a transformação das vazões volumétricas em
mássicas através das densidades obtidas experimentalmente e através da simulação. Noentanto, esta alternativa implicaria em erros devido à imprecisão da medição de campo e das
correlações utilizadas pela simulação, de forma que optou-se por utilizar diretamente as
vazões volumétricas das correntes líquidas obtidas na planta.
4.2.1 Resultados e Discussões
A qualidade da nafta leve não estabilizada foi definida pela temperatura onde 90% em
volume de uma amostra do produto vaporizavam pela análise ASTM D-86 (T90%). Este
ponto foi escolhido em função do mesmo definir, segundo a especificação do produto, a
qualidade da nafta pesada. Ele também foi escolhido em virtude da dificuldade de
amostragem da nafta leve não estabilizada, pois parte dos componentes mais leves desta (C 3 e
C4, principalmente) se perdem durante a amostragem, o que acaba comprometendo, em maior
grau, os resultados da análise para as temperaturas correspondentes a percentuais vaporizados
da amostra inferiores a 30%.
A metodologia utilizada para especificação de algumas variáveis e flexibilização de
outras, de modo a zerar os graus de liberdade da simulação, está representada na Tabela 4.4.
No caso 1, a especificação da vazão de NLNE foi alimentada no simulador como um
parâmetro operacional, uma vez que não foi flexibilizada nenhuma outra variável.
Tabela 4.4: Metodologia utilizada nas simulações da torre pré-fracionadora
Caso de Estudo Especificação Variáveis flexibilizadas
Caso 1Vazão volumétrica de nafta leve não
estabilizada
Caso 2 Razão de refluxo
Vazão volumétrica de nafta leve não
estabilizada
Caso 3 T90% da nafta leve não estabilizadaVazão volumétrica de nafta leve não
A temperatura do condensador de topo era uma especificação comum a todos os casos
estudados, sendo que em cada caso era especificado alternativamente ou a razão de refluxo,
ou a vazão de nafta leve não estabilizada ou a T90% da nafta leve não estabilizada. Da mesma
forma, em todos os casos, a carga térmica no condensador é a outra variável flexibilizada.
A razão de refluxo de entrada no simulador é o quociente entre a vazão molar de líquido
de refluxo e todos os produtos efluentes pelo topo, exceto a corrente aquosa. Contudo, o valor
obtido experimentalmente na planta é a razão entre a vazão de refluxo e a produção de
hidrocarbonetos líquidos do condensador. Assim, a obtenção na simulação do valor exato da
razão de refluxo da planta real foi um processo iterativo, onde a razão de refluxo total era
alterada a fim de aproximar a vazão de refluxo líquida obtida no processo.
A Tabela 4.5 demonstra os resultados obtidos para o perfil de temperatura na torre
pré-fracionadora.
Tabela 4.5: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 1
Estágio Planta PETROX® Unidade
1 37,0 37,0 °C
2 120,2 153,8 °C
A Tabela 4.6 apresenta a comparação para os resultados de vazão de gás combustível,
nafta leve não estabilizada e cru pré-fracionado, razão de refluxo, e T90% da ASTM D-86
calculados pelo PETROX®.
Tabela 4.6: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora, caso 1
Parâmetro Planta PETROX® Unidade
Razão de Refluxo 0,59 0,16Vazão de Gás Combustível 9953 7884 m3/dVazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1117,4 m3/dT-90% da ASTM D-86 161,8 182,1 °C
Os resultados demonstram que, apesar da vazão de nafta leve não estabilizada ter
concordado com o dado de processo (por ter sido especificada na simulação), a razão de
refluxo calculada é bastante inferior a real.
A T90% da nafta leve não estabilizada calculada mostra um produto mais rico em
componentes pesados, o que indica um pior fracionamento na coluna em comparação aos
dados de planta, sendo este parâmetro dependente da razão de refluxo de topo. A Tabela 4.5
mostra uma razoável diferença na temperatura do topo da coluna, também indicando a
leve não estabilizada foi 17,6%, inferior à medida e a vazão de gás combustível 13,7%,
superior à medida.
Em uma simulação com o intuito de acompanhar o desempenho da unidade, torna-semais prática a especificação da razão de refluxo ou da produção de nafta leve, visto que são
variáveis de processo facilmente medidas. No entanto, para tentar aproximar a qualidade do
produto de topo - expressa pela T90% da ASTM D-86 - para um valor mais próximo do
medido em laboratório, foi testado o efeito da especificação da T90%. Os resultados estão na
Tabela 4.10.
Tabela 4.10: Comparação dos resultados para os produtos da torre pré-fracionadora, caso 3
Parâmetro Planta PETROX
®
UnidadeRazão de Refluxo 0,59 0,35
Vazão de Gás Combustível 9953 9243 m3/d
Vazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1026,5 m3/d
T-90% da ASTM D-86 161,8 161,8 °C
As temperaturas na seção de topo para o caso 3 estão na Tabela 4.11.
Tabela 4.11: Temperaturas na seção de topo da torre pré-fracionadora, caso 3
Estágio Planta PETROX® Unidade
1 37,0 37,0 °C
2 120,2 132,3 °C
Os resultados mostram tanto para as temperaturas na seção de topo da coluna, quanto
para a razão de refluxo e vazões de produtos, valores intermediários entre aqueles obtidos
para o caso 1 e caso 2. A diferença na vazão de nafta leve foi de -7,9% e na de gás
combustível foi de -7,1%. A razão de refluxo apresentou diferença de -40%.
A Figura 4.2 mostra a comparação do resultado experimental da curva ASTM D-86 para
a nafta leve não estabilizada com o resultado obtido da simulação em PETROX ®, para o
Figura 4.2: ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada da planta e obtida pelo PETROX®
A diferença existente nos pontos inferiores a 30% pode ser explicada pela dificuldadede amostragem da corrente de nafta não estabilizada, que propicia a vaporização e
conseqüente perda da fração de leves, comprometendo os resultados do início da curva. Para
percentuais vaporizados superiores a 30%, as curvas apresentam pequenas diferenças, uma
vez que a T90% havia sido especificada nesta simulação. Segundo Kister (1999), diferenças
de temperatura de até 10°C são aceitáveis nos resultados de simulação para a destilação
ASTM D-86.
Para comparar o resultado da simulação para a corrente de cru pré-fracionado com os
dados de planta seria necessário dispor-se de uma curva de destilação experimental.
Entretanto, essa análise não se encontrava disponível para o cru pré-fracionado, motivo pelo
qual foi necessário reconstruir a PEV a partir das destilações dos produtos da torre
atmosférica, que serão apresentadas adiante.
As curvas PEV dos produtos da torre atmosférica foram obtidas pela interconversão das
curvas ASTM D-86 através do método de Daubert (1994) (RIAZI, 2005a). De posse das
curvas PEV dos produtos e da vazão volumétrica destes, o cru pré-fracionado era obtido
através da aditividade em base volumétrica para a fração vaporizada de cada produto a
80 550,5 600,5 °C90 622,2 691,1 °C100 761,4 910,0 °C
4.3 Simulação da Torre Atmosférica
A carga da simulação da torre de destilação atmosférica é o produto líquido do vasorefervedor da torre de pré-flash, denominada de cru pré-fracionado, que, após aquecimento na
bateria de trocadores de calor, complementado por fornos, vem a ser carga desta torre. Este
vínculo torna esta simulação dependente dos resultados obtidos anteriormente, afetando
principalmente a nafta pesada, uma vez que a qualidade da separação entre esta e a nafta leve
não estabilizada é determinada no sistema de pré-fracionamento. O cenário escolhido para
prosseguimento do trabalho foi aquele que se especificou a qualidade da nafta leve não
estabilizada (T90% da ASTM D-86), que conforme discutido anteriormente, apresentou erros
distribuídos eqüitativamente entre as variáveis.
A simulação da destilação atmosférica foi muito simular àquela realizada na simulação
do projeto de revamp; contudo, em virtude da unidade estar operando durante o período
analisado com o objetivo de maximizar a produção de diesel, as correntes de diesel leve e de
querosene são retiradas sem ser retificadas, sendo a seguir misturadas à corrente de diesel
pesado para formar uma corrente chamada de diesel linha. A retificação destas correntes se
torna desnecessária, porque os leves retificados do diesel leve seriam igualmente incorporados
pelo querosene e os leves do querosene aumentam o rendimento de diesel linha, deixando-o
Figura 4.10: ASTM D-86 do resíduo atmosférico da planta e obtida pelo PETROX®
A nafta pesada apresentou grandes divergências em relação a sua T10% em todos oscasos avaliados, o que pode ser originário da própria característica da fração leve do cru
pré-fracionado. Outra explicação para as divergências pode ser o erro experimental no início
da análise da destilação ASTM D-86, que por iniciar com a amostra à temperatura e pressão
ambiente, pode perder frações leves, aumentando suas temperaturas de vaporização no início
da curva. O T90% da nafta pesada, para o caso 2, foi maior devido a sua maior produção que
acaba deslocando parte dos leves do querosene para a corrente de topo.
Para os demais cortes, vê-se que as temperaturas finais se ajustam com a experimental
em todos os casos estudados. Quanto às temperaturas iniciais dos cortes laterais, nos casos de
razão de refluxo mais elevadas, casos 1 e 3, observa-se que essas são menores, estando este
fato ligado diretamente à redução de temperaturas em todos os estágios da torre em relação ao
da planta.
Apesar de em todos os casos a temperatura do estágio de retirada de diesel pesado
simulada ser inferior à medida, verifica-se que o valor simulado da T10% é superior ao obtido
experimentalmente. Estes dados, incluindo a observação de que a sobreposição (overlap)
entre as curvas do diesel leve e do diesel pesado experimental é maior que a simulada, aponta
atualmente. Os resultados dos principais parâmetros de processo para a torre de pré-
fracionamento são expostos na Tabela 5.2. Com a finalidade de comparação, são apresentados
os parâmetros de processo da planta atual, os resultados da simulação da condição futura e
também da simulação do caso atual em que a T90% ATSM D-86 da NLNE é especificada,
conforme descrito no capítulo 4.
Tabela 5.2: Condições de processo da planta e das simulações das condiçõesatuais e futuras da torre de pré-flash.
Parâmetro Planta SimulaçãoAtual
SimulaçãoFutura
Unidade
Razão de Refluxo 0,59 0,35 0,43Carga térmica Condensador - -9,04 -7,94 Gcal/hVazão de Gás Combustível 9,953 9,121 8,800 kNm
3/d
Vazão de Nafta Leve Não Estabilizada 1114,2 1026,5 776,88 m3/d
Vazão de Cru Pré-Fracionado 10915,8 11448,1 11650,5 m3/d
T-90% da ASTM D-86 161,8 161,8 161,8 °C
Como conseqüência do uso de um petróleo mais pesado, ocorre uma menor vaporização
no revervedor e obtemos uma produção de NLNE cerca de 30% menor que a atual. Já o gás
combustível apresenta uma vazão na simulação futura 7,5% menor que a medida na planta e
3,5% menor que na simulação atual. A carga térmica no condensador no caso futuro foi 12%
menor que na simulação do caso atual, demonstrando, neste caso, que o efeito da menor
produção dos produtos de topo foi maior que o aumento da razão de refluxo. O aumento darazão de refluxo é resultado da maior quantidade relativa de componentes pesados na corrente
que chega ao topo da torre. Em termos absolutos, a quantidade de matéria que chega ao topo é
menor e, mesmo com uma razão de refluxo maior, a vazão de refluxo do caso futuro é menor
que a simulação do caso atual.
Os valores de temperatura obtidos para a simulação são expostos na Tabela 5.3, e
demonstram o quanto a temperatura de topo é dependente da razão de refluxo para a obtenção
de produtos praticamente iguais.
Tabela 5.3: Valores das temperaturas medidos na planta e obtidos nas simulações das condições atuais e futurasda torre de pré-flash.
Estágio Planta SimulaçãoAtual
SimulaçãoFutura
Unidade
1 37,0 37,0 37,0 °C
2 120,2 132,3 128,4 °C
As curvas ASTM D-86 da nafta leve não estabilizada (Figura 5.1) demonstram que o
produto líquido obtido no topo da torre de pré-flash apresenta diferenças muito pequenas
quanto à composição em relação ao produto obtido na simulação das condições atuais.
Tabela 5.7: Comparação entre os pontos extremos da destilação ASTM D-86 de cada produto e avaliação entreo afastamento (Gap) e a sobreposição (Overlap) de cortes contíguos
torre, principalmente da seção de fundo da torre atmosférica, que terá sua vazão aumentada
(RAT).
O condensador de topo de ambas as colunas, mesmo com uma elevação na razão derefluxo, apresentou uma redução na sua carga térmica, possibilitando, eventualmente, uma
redução na sua temperatura a fim de aumentar a recuperação de GLP.
Outro aspecto que deve ser verificado é quanto ao sistema de recuperação de calor, que
pode ser otimizado, recuperando mais calor das correntes que sofrerão aumento de vazão,
principalmente do RAT, que possui maior disponibilidade de energia térmica, compensando a
menor vazão (e carga térmica) dos demais produtos.