Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Escolha uma das opções e acesse esse e outros materiais sem bloqueio. 🤩
Cadastre-se ou realize login
Ao continuar, você aceita os Termos de Uso e Política de Privacidade
Prévia do material em texto
UNIVERSIDADE SANTA CECÍLIA
FACULDADE DE ENGENHARIA
CURSO DE ENGENHARIA QUÍMICA
PROJETOS DE PROCESSOS QUÍMICOS II
LUIZ FRANCISCO SCHERETTE
PROJETO DE UMA PLANTA DE PRODUÇÃO DE
NITROBENZENO
SANTOS/SP
2021
LUIZ FRANCISCO SCHERETTE – RA 133145
PROJETO DE UMA PLANTA DE PRODUÇÃO DE
NITROBENZENO
Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado como exigência parcial
para obtenção do título de Engenheiro
Químico à Universidade Santa Cecília
sob a orientação do Prof. Me. Flávio
Nelson Pereira.
SANTOS/SP
2021
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Me. Flávio Nelson Pereira, pela orientação, paciência e dedicação nos
esclarecimentos de dúvidas, os quais foram fundamentais para a execução deste
trabalho.
Ao Prof. Me Luiz de França Netto, por magnanimamente auxiliar-me nas
correções e partilhar valiosíssimo conhecimento prático e teórico, proporcionando-me
um aprendizado de valor imensurável.
A todos os mestres pelo conhecimento transmitido com respeito,
comprometimento e bom humor, no decorrer desses cinco anos.
À Universidade Santa Cecília por ter me proporcionado um ambiente acolhedor
e fomentador de conhecimento.
Aos meus pais Luiz Scherette Rodrigues (in memoriam) e Marilda Costa pelo
apoio incondicional e pelos sábios conselhos nos momentos em que mais necessitei.
Ao meu irmão Luiz Gustavo Scherette pelos momentos de companheirismo e
aprendizado mútuo.
A todos os amigos e colegas do curso com os quais pude compartilhar minhas
dúvidas, opiniões, anseios e experiências pessoais ao longo dessa jornada.
“Rir muito e com frequência; ganhar o respeito de pessoas inteligentes e o afeto das
crianças; merecer a consideração de críticos honestos e suportar a traição de falsos
amigos; apreciar a beleza, encontrar o melhor nos outros; deixar o mundo um pouco
melhor, seja por uma saudável criança, um canteiro de jardim ou uma redimida
condição social; saber que ao menos uma vida respirou mais fácil porque você viveu.
Isso é ter tido sucesso.”
(Ralph Waldo Emerson)
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 7
1.1. DESCRITIVO DO PROCESSO ............................................................................ 9
1.2 Fluxograma do processo ....................................................................................... 11
2. BALANÇO DE MASSA ............................................................................................ 12
3. PROPRIEDADES FÍSICAS ...................................................................................... 27
3.1 Massa Molar ......................................................................................................... 27
3.2. Densidade ............................................................................................................. 28
3.3. Calor Específico ................................................................................................... 29
3.4. Viscosidade .......................................................................................................... 31
3.5. Condutividade Térmica ........................................................................................ 32
3.6. Pressão de Vapor ................................................................................................. 34
3.7. Calor de Vaporização/Condensação .................................................................... 35
4. BALANÇO DE ENERGIA ........................................................................................ 39
4.1. Balanço de Energia para o Tanque de Mistura (TQ-05) ...................................... 39
4.2. Balanço de Energia para o Reator (R-01) ............................................................ 40
4.3. Balanço de Energia para os Trocadores de Calor ................................................ 42
5. DIMENSIONAMENTO DE EQUIPAMENTOS ...................................................... 47
5.1. Reator R-01 .......................................................................................................... 47
5.2. Coluna de Destilação CD-01 ............................................................................... 50
5.3. Tanques de mistura .............................................................................................. 55
5.4. Tanques de Armazenamento ................................................................................ 60
5.5. Tanque Acumulador ............................................................................................ 63
Tanque Acumulador (TQ-07) ..................................................................................... 64
5.6. Decantador Gravitacional (DC-01) ...................................................................... 67
5.7. Jaqueta do Reator R-01 ........................................................................................ 69
5.8. Jaqueta do Tanque de Mistura TQ-05 .................................................................. 69
5.9. Trocadores de Calor ............................................................................................. 70
5.10. Tubulações ......................................................................................................... 98
5.11. Bombas ............................................................................................................ 116
REFERÊNCIAS ........................................................................................................... 151
ANEXOS ...................................................................................................................... 154
ANEXO A – Conversão de Unidades (TREVISAN, 1988) ......................................... 154
ANEXO B – Densidade de Soluções de Ácido Sulfúrico (PERRY & GREEN, 2008) 159
ANEXO C – Densidade da Água Líquida Saturada (PERRY & GREEN, 2008) ........ 161
ANEXO D – Pressão de Vapor de Soluções Aquosas de Ácido Sulfúrico (PERRY &
GREEN, 2008) ............................................................................................................. 162
ANEXO E – Propriedades Termodinâmicas da Água Saturada (BORGNAKKE &
SONNTAG, 2009) ........................................................................................................ 163
ANEXO G – Número de Potência (MORAES Jr. & MORAES, 2011) ....................... 166
ANEXO H – Seleção de Motor Elétrico (PEREIRA & SEGUIM, 2012) .................... 167
ANEXO I – Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador Casco e Tubos (PEREIRA,
2018) ............................................................................................................................. 168
ANEXO J – Fator de Correção do LMTD (TEMA, 1949) .......................................... 173
ANEXO K – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (LUDWIG, 2001) 174
ANEXO L – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (KERN, 1950)...... 176
Tabela L.1 - Coeficiente global de troca térmica para diversas aplicações .................. 176
ANEXO M – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (BELL, 1978) ..... 177
ANEXO N – Dados de Tubos para Trocadores Casco e Tubos (KERN, 1950) .......... 178
ANEXO O – Contagem de Tubos (ARAÚJO, 2002) ................................................... 179
ANEXO P – Diâmetro Equivalente do Casco de Trocador de Calor (LUDWIG, 2001)
...................................................................................................................................... 182
ANEXO Q - Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador Duplo-Tubo (PEREIRA,
2018) .............................................................................................................................183
ANEXO R – Velocidades Recomendadas para Tubulações (LUDWIG, 1999) .......... 190
ANEXO S – Dados de Tubulações (PEREIRA & SEGUIM, 2012) ............................ 192
ANEXO T – Fatores para o Método dos 2K (HOOPER, 1981)................................... 196
ANEXO U – Rugosidade de Tubulações (LUDWIG, 1999) ....................................... 197
7
1. INTRODUÇÃO
O mononitrobenzeno ou simplesmente nitrobenzeno, cuja fórmula química é
C6H5NO2, é um composto orgânico também conhecido como óleo de mirbano, que a
temperatura ambiente é um líquido incolor, apesar de apresentar um tom amarelado
devido a impurezas provenientes da reação de nitração. Esta substância possui um
aroma semelhante ao de amêndoas amargas. Apresenta riscos para a saúde e para o
meio ambiente devido a sua inflamabilidade, toxicidade e potencial carcinogênico. Sua
temperatura de ebulição é de 210°C, ponto de fusão em torno de 6°C. É miscível em
etanol e acetona, porém pouco solúvel em água (PEDROSA, 2016).
Foi produzido pela primeira vez, em 1834, pelo químico alemão Eilhardt
Mitscherlich, através da reação entre o benzeno e ácido nítrico fumegante. O atual
processo de produção se dá através da nitração do benzeno, reação na qual ocorre a
adição de um grupo nitro no composto aromático. É empregada uma mistura
sulfonítrica, composta por ácido sulfúrico, ácido nítrico e água. O ácido sulfúrico atua
como catalizador, fornecendo íons H
+
para a reação. O ácido nítrico na presença de
ácido sulfúrico ioniza-se liberando o íon NO2
+
que substitui o hidrogênio do carbono do
anel aromático (SANTOS, 2005).
Figura 1 - Esquema da reação de nitração do benzeno.
8
O nitrobenzeno é utilizado como intermediário na síntese de poliuretanos, que por
sua vez possuem aplicações na indústria automobilística e construção civil. Para, além
disto, o nitrobenzeno tem aplicações na indústria farmacêutica, na produção de corantes,
pigmentos, pesticidas e solventes. (PEDROSA, 2016).
O presente trabalho objetivou o projeto de uma unidade de produção de
nitrobenzeno, cuja capacidade é de 390 toneladas diárias.
9
1.1. DESCRITIVO DO PROCESSO
Benzeno (C6H6, puro), ácido nítrico (HNO3, 68% em massa) e ácido sulfúrico
(H2SO4, 75% em massa) são estocados nos tanques TQ-01, TQ-02 e TQ-03,
respectivamente, a temperatura ambiente e pressão atmosférica. O tanque TQ-01 é
dotado de sistema de inertização com nitrogênio, para redução do percentual de
oxigênio e vapores de benzeno, evitando possível explosão, incêndio e contaminação do
ambiente, como também evitar a implosão do tanque durante o esvaziamento do
mesmo, e válvula de segurança PSV-01 para alívio da pressão interna. Ácido nítrico
(corrente 3) e sulfúrico (corrente 5) são enviados, respectivamente, pelas bombas B-02 e
B-03 ao tanque de mistura TQ-05, onde são misturados com agitação contínua pelo
agitador AG-05, formando uma mistura sulfonítrica a 50°C, com composição mássica
de 28,2% HNO3 e 43,9% H2SO4 e 27,9% de H2O (ALEXANDERSON et al, 1978). O
tanque é dotado de jaqueta, pela qual circula água de resfriamento devido à exotermia
da mistura. A mistura sulfonítrica é transferida pela bomba B-05 (corrente 7) ao reator
de mistura R-01. O benzeno com 10% de excesso, em relação ao HNO3
(ALEXANDERSON et al, 1978), armazenado no tanque TQ-01 é enviado pela bomba
B-01, através da corrente 1, ao reator de mistura R-01. O reator R-01 que possui
agitador AG-01 e opera a pressão atmosférica, é revestido por uma camisa de
refrigeração e tem controle de temperatura para mantê-la a 55°C (OTHMER, 1996). O
reator deverá ser de mistura perfeita, de modo que a resistência de miscibilidade entre
os reagentes seja minimizada, propiciando uma maior área de contato entre as fases
orgânica e inorgânica. O tempo de reação é estimado em 7,5 minutos
(ALEXANDERSON et al, 1978). O grau de conversão da reação é de 90%.
Reação no reator R-01: HNO3 + C6H6
42SOH C6H5NO2 + H2O
O produto do reator R-01 é bombeado pela B-06, por meio da corrente 9, até o
decantador DC-01, com tempo de residência estimado em 7,5 minutos (SANTOS,
2005), formando a fase leve, composta por água (H2O) e ácido sulfúrico (H2SO4) e a
fase pesada, composta por nitrobenzeno (C6H5NO2) e benzeno não convertido (C6H6). O
decantador DC-01 possui controle de nível. A água (H2O) e o ácido sulfúrico (H2SO4)
são bombeados pela bomba B-07, através da corrente 11, para o tanque de mistura e
lavagem TQ-06 que possui agitador AG-06. A solução de Na2CO3, 20% em massa, a
10
25°C, armazenada no TQ-04 é enviada ao TQ-06 pela bomba B-04, por meio da
corrente 13, a fim de neutralizar todo o ácido sulfúrico presente na mistura, mantendo o
pH em torno de 6,5 (OTHMER, 1996). O TQ-06 opera a 25°C e a pressão atmosférica.
O pH é controlado através de um analisador. A reação entre a solução de carbonato de
sódio (Na2CO3) e o ácido sulfúrico, gera sulfato de sódio (Na2SO4), água (H2O) e
dióxido de carbono (CO2) que é liberado para a atmosfera pela corrente 15. A água
(H2O) e o Sulfato de sódio (Na2SO4) são bombeados pela bomba B-08, através da
corrente 17, para uma estação de tratamento de efluentes (ETE).
Reação no tanque de lavagem TQ-06: H2SO4 + Na2CO3 → Na2SO4 + H2O + CO2
A fase orgânica, composta pelo nitrobenzeno bruto (C6H5NO2) e benzeno (C6H6)
é enviada do decantador DC-01, pela bomba B-09 (corrente 18) para o TC-01, sendo
aquecida até 80°C, através da troca térmica com vapor saturado a 110°C (corrente 34),
evitando a alimentação de benzeno frio à coluna CD-01, facilitando o processo de
destilação. A CD-01 opera a pressão atmosférica. Na coluna de destilação (CD-01)
ocorre a separação do benzeno em excesso (C6H6) e do nitrobenzeno bruto (C6H5NO2)
por diferença de volatilidade. O benzeno por ser mais volátil é obtido pelo topo da
coluna (corrente 21) com 99,9% de pureza molar (SANTOS, 2005) a temperatura de
90°C, passando posteriormente pelo condensador TC-02, onde é arrefecido até 80,1°C
antes de ser coletado no acumulador TQ-07. Uma parte do benzeno é retornada a coluna
de destilação CD-01 pela bomba B-10 (corrente 25, refluxo) e o restante é enviado para
o trocador de calor TC-05, pela mesma bomba, sendo arrefecido até 55°C e
posteriormente reciclado para o reator R-01, por meio da corrente 27. O nitrobenzeno
(C6H5NO2) é obtido pela base da coluna (corrente 28) a 180°C, com 99,9% de pureza
molar. Uma parte dele passa pelo refervedor TC-03, através da corrente 30, onde é
aquecido até atingir 200°C, através da troca de calor com a entrada de vapor saturado a
210°C (corrente 35), e enviado de volta a coluna pela bomba B-11. O restante é enviado
pela bomba B-11 para o trocador TC-04, por meio da corrente 32, onde é resfriado até
25°C antes de ser estocado no tanque TQ-08.
A torre de resfriamento TR-01 alimenta através da bomba B-12 (corrente 36), o
condensador TC-02 (corrente 45), a jaqueta do tanque de mistura TQ-05 (corrente 41), a
camisa de refrigeração do reator R-01 (corrente 38) e os resfriadores (TC-04), corrente
50 e o TC-05, corrente 48.
11
1.2 Fluxograma do processo
12
2. BALANÇO DE MASSA
Produção de 390 ton/dia de nitrobenzeno puro (C6H5NO2).
Reação: H2SO4 + HNO3 + C6H6 → C6H5NO2 + H2O
MM (kg/Kmol): 98,08 63,01 78,11 123,11 18,01
ṁ (kg/dia): 310.710 199.610 247.445 390.000 57.054
Corrente 1
Benzeno puro alimentado ao reator R-01, com 10% em excesso.
̇ ̇A corrente total de alimentação do C6H6 no reator R-01 é 272189 kg/dia, sendo a soma
da corrente de alimentação e da corrente 26 (corrente de reciclo).
Corrente 3
A corrente 3 transporta HNO3 (68%) e H2O (32%) do tanque TQ-02 para o TQ-05.
̇
13
Corrente 5
A corrente 4 transporta H2SO4 (75%) e H2O (25%) do tanque TQ-03 ao tanque TQ-05.
( )
Corrente 7
A corrente 7 transporta a mistura sulfonítrica do tanque de mistura TQ-05 para o reator
R-01.
Balanço Global para o TQ-05:
( )
14
( )
.
/
.
/
.
/
Corrente 9
A corrente 9 sai do reator R-01, após a reação de nitração, carregando os produtos para
o decantador DC-01.
A quantidade de benzeno alimentada ao reator R-01 é oriunda do tanque de
armazenamento TQ-01 e da corrente de reciclo C-26.
̇ ( ) ̇ ̇ ( ) ( )
( ) ̇ ( )
̇ (
)
15
̇
( )
.
/
( )
.
/
.
/
.
/
16
Corrente 11
A corrente 11 transporta a fase leve do decantador DC-01, composta por H2SO4 e H2O
para o tanque de mistura e lavagem TQ-06.
̇ ̇
( )
.
/
.
/
Corrente 13
A corrente 13 transporta solução de Na2CO3 (20%), que será usada para neutralizar a
solução ácida, no tanque TQ-06.
Reação: H2SO4 + Na2CO3 → Na2SO4 + H2O + CO2
MM (Kg/Kmol): 98,08 106 142,05 18,01 44,01
ṁ (Kg/dia): 310.710 335800 450.000 57054 139.420
̇
̇
17
̇
̇ ̇ ̇ ( )
̇
Corrente 15
A corrente 15 libera o CO2, produzido na reação de neutralização, para a atmosfera.
̇
Corrente 16
A corrente 16 transporta a água e o sulfato de sódio, produzidos na reação de
neutralização e a água da solução de Na2CO3, para a estação de tratamento de efluentes
(ETE).
̇ ̇ ̇ ( ) ̇ ( )
̇ ( )
( )
.
/
18
.
/
Corrente 18
A corrente 18, composta por nitrobenzeno e benzeno não convertido, alimenta a coluna
de destilação CD-01.
̇ ̇ ̇
̇ ( )
( )
.
/
.
/
19
Vazão molar e composição da alimentação.
Frações molares:
̇
.
/
̇
.
/
̇ ( )
.
/
.
/
20
̅
Vazão mássica de benzeno na corrente de destilado (C-26):
Vazão mássica de nitrobenzeno na corrente de destilado (C-26):
̇ ̇ ̇ ( )
̇
( )
.
/
.
/
21
Corrente 33
Na corrente 33 (corrente de fundo) escoa o Nitrobenzeno obtido após a
separação na coluna CD-01, encaminhando o produto para o tanque TQ-08.
Vazão mássica de nitrobenzeno na corrente 33:
Vazão mássica de benzeno na corrente 33:
̇ ̇ ̇ ( )
̇
( )
.
/
.
/
22
Corrente 25
A corrente 25 é a corrente de refluxo, que retorna parte do benzeno a coluna de
destilação.
A razão de refluxo é obtida através da razão de refluxo mínima, que por sua vez é obtida
através do gráfico de McAbe-Thielle e da relação:
Do gráfico obtém-se
→
→
Empregando a razão ótima de refluxo, compreendida entre 15 e 30% da razão mínima
(CANTON & NETTO, 2018) obtém-se a razão de refluxo R.
Com a razão de refluxo R, calcula-se a vazão da corrente 25 através da relação:
̇
̇
̇
→ ̇
̇
23
Composição da corrente
A composição em massa da corrente 25 é a mesma composição da corrente 26 – 1,55%
de C6H5NO2 e 98,45% de C6H6.
Vazão mássica de Benzeno na corrente 25:
̇
Vazão mássica de Nitrobenzeno na corrente 25:
̇ ( )
Corrente 21
Calculadas as correntes de refluxo e de reciclo, determina-se o valor da corrente de topo
da coluna (corrente 21).
̇ ̇ ̇ ( )
Composição da corrente
A composição em massa da corrente 21 é a mesma composição das correntes 25 e 26 –
1,55% de C6H5NO2 e 98,45% de C6H6.
Vazão mássica de Benzeno na corrente 21:̇
Vazão mássica de Nitrobenzeno na corrente 21:
̇ ( )
24
Corrente 31
Através de relações de balanço de massa no Prato de alimentação e na base da coluna de
destilação pode-se determinar o valor da corrente 31.
( )
̇
Composição da corrente (% massa):
A composição em massa da corrente 31 é a mesma da corrente 32 - 0,00635% Benzeno
e 99,99% de nitrobenzeno.
̇
̇ ( )
Corrente 28
Conhecendo as vazões das correntes 31 e 32, pode-se determinar a vazão da corrente
28:
̇ ̇ ̇
̇
( )
A composição em massa da corrente 28 é a mesma da corrente 30 e 31 - 0,00635%
Benzeno e 99,99% de nitrobenzeno.
25
̇
̇ ( )
Tabela 2.1 – Vazões mássicas das correntes de processo
kg/h 1 2 3 4 5 6 7
C6H6 11341,23 11341,23 ---- ---- ---- ---- ----
HNO3 ---- ---- 8317,08 8317,08 ---- ---- 8317,08
H2SO4 ---- ---- ---- ---- 12946,25 12946,25 12946,25
C6H5NO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
H2O ---- ---- 3913,92 3913,92 4315,42 4315,42 8229,34
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Total 11341,23 11341,23 12231 12231 17261,67 17261,67 29492,67
kg/h 8 9 10 11 12 13 14
C6H6 ---- 2062,04 2062,04 ---- ---- ---- ----
HNO3 8317,08 ---- ---- ---- ---- ----
H2SO4 12946,25 12946,25 12946,25 12946,25 12946,25 ---- ----
C6H5NO2 ---- 16266,25 16266,25 ---- ---- ---- ----
H2O 8229,34 10606,58 10606,58 10606,58 10606,58 55966,67 55966,67
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- 13991,67 13991,67
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Total 29492,67 41881,12 41881,12 23552,83 23552,83 69958,34 69958,34
kg/h 15 16 17 18 19 20 21
C6H6 ---- ---- ---- 1031,02 1031,02 1031,02 1385,41
HNO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
C6H5NO2 ---- ---- ---- 16250 16250 16250 21,81
H2O ---- 66573,25 66573,25 ---- ---- ---- ----
CO2 5809,17 ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2SO4 ---- 18750 18750 ---- ---- ---- ----
Total 5809,17 85323,25 85323,25 17281,02 17281,02 17281,02 1407,22
(continua)
26
Tabela 2.1 – Vazões mássicas das correntes de processo (continuação)
kg/h 22 23 24 25 26 27 28
C6H6 1385,41 1385,41 1385,41 355,36 1030 1030 1,76
HNO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
C6H5NO2 21,81 21,81 21,81 5,6 16,25 16,25 17640,22
H2O ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ----
Total 1407,22 1407,22 1407,22 360,96 1046,25 1046,25 17642
kg/h 29 30 31 32 33
C6H6 1,76 0,141 0,141 1,03 1,03
HNO3 ---- ---- ---- ---- ----
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ----
C6H5NO2 17640,22 1406,55 1406,55 16234,26 16234,26
H2O ---- ---- ---- ---- ----
CO2 ---- ---- ---- ---- ----
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ----
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ----
Total 17642 1406,7 1406,7 16235,3 16235,3
27
3. PROPRIEDADES FÍSICAS
3.1 Massa Molar
Para o cálculo da massa molar média foi utilizada a média ponderada das frações
molares de cada composto (PEREIRA, 2017):
̅̅ ̅̅ ̅ ∑
Em que:
̅̅ ̅̅ ̅ é a massa molar média, (kg/kmol)
xi é a fração molar do composto i, adimensional e
MWi é a massa molar do composto i, (kg/kmol)
Tabela 3.1 – Massa molar dos compostos envolvidos no processo
Composto MM (kg/kmol)
C6H6 78
HNO3 63
H2SO4 98
C6H5NO2 123
H2O 18
Na2CO3 106
Na2SO4 142
CO2 44
N2 28
28
3.2. Densidade
Para o cálculo da densidade de líquidos puros foi utilizada a seguinte correlação
(PERRY & GREEN, 2008):
* .
/
+
Em que:
ρ é a densidade, (mol/dm³)
C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
Tabela 3.2 – Coeficientes de densidade
Composto C1 C2 C3 C4 Tmínima (K) Tmáxima (K)
C6H6 1,0162 0,2655 562,16 0,28212 278,68 562,16
C6H5NO2 0,8996 0,25856 523,30 0,27800 189,60 523,30
Para a água foi adotada a tabela de densidades a 1 atm.
Para o ácido sulfúrico, ácido nítrico, carbonato de sódio e sulfato de sódio foi adotada a
tabela de densidades de soluções aquosas a 1 atm.
Para o cálculo da densidade de mistura de líquidos foi utilizada a seguinte equação
(PEREIRA, 2017):
∑ ⁄
Em que:
ρmix é a densidade, (kg/m³)
wi é a fração mássica do composto i, adimensional e
ρi é a densidade do composto i, (kg/m³)
29
Para o cálculo da densidade de gases foi utilizada a equação de Clapeyron para gases no
estado ideal, já que vapores saturados na faixa de 1 a 3 atm não apresentam
afastamentos apreciáveis da idealidade (GOMIDE, 1984):
Em que:
ρ é a densidade, (kg/m³)
P é a pressão do sistema, (atm)
MW é a massa molar, (kg/kmol)
R é a constante dos gases ideias, 0,082 atm.m³/kmol.K e
T é a temperatura do sistema, (K)
3.3. Calor Específico
Para o cálculo do calor específico de líquidos puros foi utilizada a seguinte
correlação (PERRY & GREEN, 2008):
Em que:
cp é o calor específico, (J/kmol.K)
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
Tabela 3.3 – Coeficientes de calor específico
Composto C1 C2 C3 C4*10
2
C5*10
6
Tmínima (K) Tmáxima (K)
C6H6 162940 -344,94 0,85562 ___ ___ 278,68 500
H2O 276370 -2090,1 8,125 -0,014116 9,3701
273,16 533,15
C6H5NO2 226230 -624,8 1,472 ___ ___ 189,60 350,21
30
Para o H2SO4, HNO3, Na2CO3 e Na2SO4 foram utilizadas as tabelas de calor
específico para compostos inorgânicos.
Para o cálculo do calor específico de misturas líquidas foi utilizada a média
ponderada das frações mássicas de cada composto (PEREIRA, 2017):
∑
Em que:
cpmix é o calor específico médio, (kcal/kg.K)
wi é a fração mássica do composto i, adimensional e
cpi é o calor específico do composto i, (kcal/kg.K)
Para o cálculo do calor específico de gases puros foi utilizada a seguinte função
hiperbólica (PERRY & GREEN, 2008):
[
⁄
(
⁄ )
]
[
⁄
(
⁄ )
]
Em que:
cp é o calor específico, (J/kmol.K)
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
Tabela 3.4 – Coeficientes de calor específico
Composto C1 *10
-5
C2*10
-5
C3*10
-3
C4 *10
-5
C5 Tmínima (K) Tmáxima (K)
CO2 0,2937 0,3454 1,428 0,264 588 50 5000
N2 0,29105 0,086149 1,7016 0,0010347 909,79 50 1500
31
3.4. Viscosidade
Para o cálculo da viscosidade de líquidos puros foi utilizada a seguinte equação
(PERRY & GREEN, 2008):
(
)
Em que:
μ é a viscosidade dinâmica, (Pa.s)
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
Tabela 3.5 – Coeficientes de viscosidade dinâmica
Composto C1 C2 C3 C4*10
29
C5 Tmínima Tmáxima
C6H6 14,354 -134,60 -3,789 ___ ___ 220 500
C6H5NO2 -11,0351212,30 -0,542 ___ ___ 289,81 491,05
H2O -52,843 3703,60 5,866 -5,88 10 273,16 646,15
Para o cálculo da viscosidade de misturas líquidas foi utilizada a equação abaixo
(PEREIRA, 2017):
.∑ /
Em que:
μmix é a viscosidade dinâmica média, (cP)
xi é a fração molar do componente i, adimensional e
μi é a viscosidade dinâmica do componente i, (cP)
32
Para o cálculo da viscosidade de gases puros foi utilizado o seguinte polinômio
(PERRY & GREEN, 2008):
⁄
⁄
Em que:
μ é a viscosidade dinâmica, (Pa.s)
C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
Tabela 3.6 – Coeficientes da viscosidade dinâmica
Composto C1*10
7
C2 C3 C4 Tmínima Tmáxima
CO2 0,1896 0,56 ___ ___ 273,16 1500
N2 0,1453 0,36 ___ ___ 189,60 1500
3.5. Condutividade Térmica
Para o cálculo da condutividade térmica de líquidos puros foi utilizado o
polinômio adaptado abaixo (PERRY & GREEN, 2008):
Em que:
k é a condutividade térmica, (W/m.K)
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e
T é a temperatura, (K)
33
Tabela 3.7 – Coeficientes da condutividade térmica
Composto C1 C2*10
4
C3*10
9
Tmínima (K) Tmáxima (K)
C6H6 0,218 -3,242 ___ 189,60 428,05
C6H5NO2 0,325 -2,726 ___ 289,81 398,07
H2O -0,432 57,255 1,861 273,16 633,15
Para o cálculo da condutividade térmica de misturas líquidas foi utilizada as seguintes
equações definidas como Método de Li (REID et al., 1987):
∑∑
(
)
∑
Em que:
kmix é a condutividade térmica média, (kcal/h.m.K)
kij é a condutividade térmica binária relativa entre compostos, (kcal/h.m.K)
ki é a condutividade térmica do composto i puro, (kcal/h.m.K)
ϕi é a fração superficial do volume do composto i, adimensional e
Vi é o volume molar do composto i puro, (L/kmol)
Tabela 3.8 – Volume molar dos compostos e átomos envolvidos no processo
Composto Fórmula V (L/Kmol) Átomo Símbolo V(L/Kmol)
Benzeno C6H6 100,14 Carbono C 5,29
Nitrobenzeno C6H5NO2 137 Enxofre S 15,53
Ácido Sulfúrico H2SO4 107,77 Hidrogênio H 11,40
Ácido Nítrico HNO3 77,02 Oxigênio O 17,36
Água H2O 40,16 Nitrogênio N 13,54
Carbonato de Sódio Na2CO3 104,77 Sódio Na 23,7
Sulfato de Sódio Na2SO4 132,37
34
Para o cálculo da condutividade térmica do dióxido de carbono e do nitrogênio
foi utilizado o software Aspen Plus, capaz de predizer tais propriedades abrangendo um
vasto range de temperatura, pressões e composições molares e em massa.
3.6. Pressão de Vapor
Para o cálculo da pressão de vapor da água, benzeno e nitrobenzeno foi utilizada
a equação de Antoine:
( )
Em que:
Pv é a pressão de vapor do composto (mmHg);
A, B, e C são constantes para cada produto válido dentro de um intervalo de
temperatura Tmáxima e Tmínima.
t é a temperatura do processo (°C)
Tabela 3.9 – Constantes da equação de Antoine
Composto A B C Tmínima (°C) Tmáxima (°C)
C6H6 6,89272 1203,531 219,888 14,5 80,9
C6H5NO2 7,11562 1746,86 201,783 134,1 210,6
H2O 8,10765 1750,286 235,0 0 60
Para a determinação da pressão de vapor das soluções de H2SO4, HNO3,
Na2CO3, Na2SO4 e dos gases CO2 e N2 foi utilizado o software Aspen Plus.
35
3.7. Calor de Vaporização/Condensação
Para o cálculo do calor de vaporização/condensação foi utilizado o polinômio adaptado
abaixo (PERRY & GREEN, 2008):
( )
(
)
Em que:
ΔHV é o calor de vaporização, (J/kmol)
C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e
TR é a temperatura reduzida, obtida por T/Tc, adimensional.
Tabela 3.10 – Coeficientes do calor de vaporização
Composto C1*10
7
C2 C3 C4 Tcrítica (K) Tmínima Tmáxima
C6H6 4,5346 0,39053 ___ ___ 288,9 278,68 562,05
C6H5NO2 3,7286 0,11435 ___ ___ 720,15 289,81 398,07
H2O 5,2053 0,3199 -0,2120 0,25795 647,10 273,16 647,10
CO2 2,173 0,382 -0,4339 0,42213 304,19 216,58 304,21
N2 0,74905 0,40406 -0,317 0,27343 126,15 63,15 126,20
Para as soluções de H2SO4, HNO3, Na2CO3 e Na2SO4 foi utilizado o software Aspen
Plus.
Sendo a reação de nitração já supracitada calcula-se a entalpia de formação pela
seguinte equação (FELDER & ROUSSEAU, 2004):
∑
∑
Em que:
é a entalpia de formação da reação, (kJ/mol)
Σ
é a soma das entalpias dos produtos, (kJ/mol) e
Σ
é a soma das entalpias dos reagentes, (kJ/mol)
36
Tabela 3.11 – Entalpias de formação dos compostos envolvidos na reação de nitração.
Composto
(kJ/mol)
Reagentes
C6H6 +50,15
HNO3 -180,86
Produtos
C6H5NO2 +9,05
H2O -287,75
Reação Global -147,24
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo
Corrente 1 2 3 4 5 6 7
ṁ (kg/h) 11341,23 11341,23 12231 12231 17261,67 17261,67 29492,67
MW (kg/kmol) 78,11 78,11 35,02 35,02 46,46 46,46 40,92
T (°C) 25 25 25 25 25 25 25
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7
ρ (kg/m³) 872 872 1234,24 1234,24 1298,74 1298,74 1240,24
cp (kJ/kg.K) 1,47 1,47 2,940 2,940 2,633 2,633 2,754
μ (cP) 0,595 0,595 0,872 0,872 2,922 2,922 0,987
K (Btu/h.ft.°F) 0,0832 0,0832 0,188 0,188 0,213 0,213 0,214
p°v (psia) 2,26 2,26 0,667 0,667 0,0970 0,0970 1,36
Corrente 8 9 10 11 12 13 14
ṁ (kg/h) 29492,67 41881,12 41881,12 23552,83 23552,83 69958,34 69958,34
MW (kg/kmol) 40,92 47,63 47,63 32,68 32,68 21,60 21,60
T (°C) 25 55 55 25 25 25 25
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7
ρ (kg/m³) 1240,24 1153,31 1153,31 1164,89 1164,89 829,55 829,55
cp (kJ/kg.K) 2,754 2,4 2,4 3,126 3,126 3,477 3,477
μ (cP) 0,987 0,905 0,905 1,662 1,662 1,013 1,013
K (Btu/h.ft.°F) 0,214 0,117 0,117 0,233 0,233 0,369 0,369
p°v (psia) 1,36 1,544 1,544 0,175 0,175 0,310 0,310
(continua)
37
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo (continuação)
Corrente 15 16 17 18 19 20 21
ṁ (kg/h) 5809,17 85323,25 85323,25 17281,02 17281,02 17281,02 1407,22
MW (kg/kmol) 44 22,27 22,27 119,03 119,03 115,62 78,3
T (°C) 35 25 25 25 25 80 90
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7
ρ (kg/m³) 1,75 1333,67 1333,67 1169,79 1169,79 1091,49 2,701
cp (kJ/kg.K) 0,862 3,8 3,8 1,517 1,517 1,632 1,32
μ (cP) 0,0154 1,16 1,16 1,71 1,71 0,735 0,00926
K (Btu/h.ft.°F) 0,010 0,465 0,465 0,085 0,085 0,0803 0,00925
p°v (psia) 254 0,382 0,382 0,379 0,379 2,53 19,9
Corrente 22 23 24 25 26 27 28
ṁ (kg/h) 1407,22 1407,22 1407,22 390,96 1046,25 1046,25 17642
MW (kg/kmol) 78,3 78,3 78,3 78,3 78,3 78,68 123,11
T (°C) 80,1 80,1 80,1 80,1 80,1 55 180
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7
ρ (kg/m³) 816,4 816,4 816,4 816,4 816,4 843,3 1034,92
cp (kJ/kg.K) 1,77 1,77 1,77 1,77 1,77 1,653 1,863
μ (cP) 0,322 0,322 0,322 0,322 0,322 0,421 0,4
K (Btu/h.ft.°F) 0,0731 0,0731 0,0731 0,0731 0,0731 0,0777 0,0738
p°v (psia) 14,53 14,53 14,53 14,53 14,53 6,65 6,23
(continua)
38
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo (continuação)
Corrente 29 30 31 32 33
ṁ (kg/h) 17642 1406,7 1406,7 16235,3 16235,3
MW (kg/kmol) 123,11 123,11 123,11 123,11 123,11
T (°C) 180 180 200 180 25
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7
ρ (kg/m³) 1034,92 1034,86 1011,3 1034,67 1198
cp (kJ/kg.K) 1,863 1,865 1,92 1,865 1,52
μ (cP) 0,4 0,4 0,361 0,4 1,9
K (Btu/h.ft.°F) 0,0738 0,0738 0,0723 0,0738 0,0855
p°v (psia) 6,23 6,23 8,3 6,23 0,0037
39
4. BALANÇO DE ENERGIA
Para o cálculo do balanço de energia foram utilizadas as seguintes equações de
troca de calor adaptadas (PEREIRA, 2018):
̇ ̇ ( )
̇ ̇ ( )
Em que:
Q é o calor trocado, (kJ/dia)
ṁ é a vazão mássica do fluido,(kg/dia)
Cp é o calor específico do fluido na temperatura média entre T1 e T2,
(kJ/kg.K)
T1 é a temperatura de entrada do fluido, (°C)
T2 é a temperatura de saída do fluido, (°C)
h1 é a entalpia específica de entrada do fluido, (kJ/kg)
h2 é a entalpia específica de saída do fluido, (kJ/kg)
4.1. Balanço de Energia para o Tanque de Mistura (TQ-05)
Para resfriamento foi utilizada água proveniente da torre de resfriamento (TR-
01) com uma temperatura de saída da torre de 10°C e de retorno de 15°C.
Tabela 4.1 – Balanço de energia no TQ-05
Composto ṁentrada (kg/dia) Cpmistura(kJ/kg.°C) ∆T (°C) Q (kJ/dia)
HNO3 199.610
2,754 50 97.467.364,8
H2SO4 310.710
H2O 197.504
Total 707.824
40
Com a taxa de calor gerada no TQ-05, calcula-se a massa de água necessária
para manter constante a temperatura do equipamento.
̇
̇
4.2. Balanço de Energia para o Reator (R-01)
Para o cálculo do balanço de energia foi utilizada a seguinte equação de troca de
calor adaptada (PEREIRA & SEGUIM, 2012):
̇ ∑, ̇ ( )- ∑[ ̇ ( )]
̇ ̇
Em que:
Q é o calor trocado, (kJ/dia)
̇ é a vazão mássica dos compostos, (kg/dia)
cp é o calor específico, (kJ/kg.°C)
ΔHvaporização é o calor de vaporização dos compostos que mudam de fase, (kJ/kg)
ξ é o grau de avanço da reação, (kmol/dia)
̇ é a vazão molar do composto i, (kmol/dia)
νi é o coeficiente estequiométrico do composto i na reação, adimensional e
é a entalpia de formação da reação, (kJ/Kmol)
41
Tabela 4.2 – Balanço de energia no R-01
Composto ṁentrada
(kg/dia)
ṁsaída
(kg/dia)
Cp
(kJ/kg.K)
∆T
(°C)
Q
(kJ/dia)Entrada
Q
(kJ/dia)Saída
C6H6 296934 49489 1,65 55 26946758,69 4491126,75
C6H5NO2 390 390390 1,57 55 33676,5 33710176,5
HNO3 199610 ___ 2,23 55 24482166,5 ___
H2SO4 310710 310710 2,04 55 34861662 34861662
H2O 197504 254558 4,53 55 49208121,6 63423125,7
Total 1005147 1005147 ___ ___ 135532385,3 136486091
̇
̇
̇
̇ ̇ ̇
̇
̇ ∑ ̇
̇ ( )
( )
̇
Com a taxa de calor gerada pela reação no R-01, calcula-se a massa de água
necessária para resfria-lo.
42
̇
̇
4.3. Balanço de Energia para os Trocadores de Calor
Para aquecimento da corrente de alimentação da coluna CD-01, foi utilizado
vapor saturado a 110°C.
Cálculo de F.HF
Tabela 4.3 – Balanço de energia no trocador TC-01
Composto ṁ (kg/dia)
cp mistura na
temperatura média
(kJ/kg.K)
Tentrada
(°C)
Tsaída
(°C)
C6H6 24744,5
1,571 25 80 C6H5NO2 390000
Total 414744,5
̇
( )
̇
( )
43
Cálculo do Qc
Tabela 4.4 – Balanço de energia no trocador TC-02
Composto ṁ (kg/dia) ∆Hv (90°C)
(kJ/kg)
∆Hv (80,1°C)
(kJ/kg)
C6H6 33249,8 383,87 389,76
C6H5NO2 523,49 444,45 449,1
Total 33773,29 ___ ___
̇( )
[( ) ( )
( )
( )
]
̇
Cálculo de D.HD
Tabela 4.5– Balanço de energia no trocador TC-05
Composto ṁ (kg/dia) cp mistura na temperatura
média (kJ/kg.K)
Tentrada
(°C)
Tsaída
(°C)
C6H6 24720,25
1,71 80,1 55 C6H5NO2 390
Total 25110,25
44
̇
( )
̇
Cálculo de B.HB
Tabela 4.4 – Balanço de energia no trocador TC-04
Composto ṁ (kg/dia) cp mistura na temperatura
média (kJ/kg.K)
Tentrada
(°C)
Tsaída
(°C)
C6H6 24,76
1,67 180 25 C6H5NO2 389622,22
Total 389646,98
̇
( )
̇
45
Cálculo de QR
Fazendo um balanço de energia global na coluna de destilação e lembrando que
o volume de controle considerado inclui as colunas e os trocadores de calor
(condensador e refervedor), tem-se:
( )
No refervedor foi utilizado vapor saturado a 210°C.
Das tabelas de vapor:
Logo:
( )
Portanto a massa total de vapor necessária é de 2122,92 kg/h e a massa total de
água da torre de refrigeração é de 1222444,81 kg/h.
46
Tabela 4.5– Resumo das vazões de utilidades do processo
Utilidade 34 35
Vapor de
aquecimento
(kg/h)
669,52 1453,4
Utilidade 36 37 38 39 40
Água de
resfriamento
(kg/h)
1222444,81 1222444,81 855823,11 855823,11 366621,7
Utilidade 41 42 43 44 45
Água de
resfriamento
(kg/h)
179023,15 179023,15 187598,55 1034846,26 364,18
Utilidade 46 47 48 49 50
Água de
resfriamento
(kg/h)
364,18 187234,37 1979,57 1979,57 185254,8
Utilidade 51 52 53 54
Água de
resfriamento
(kg/h)
185254,8 187234,37 187598,55 1222444,81
47
5. DIMENSIONAMENTO DE EQUIPAMENTOS
5.1. Reator R-01
A reação de nitração do benzeno em ácido misto segue uma equação cinética de
2° ordem (COOMBES et al, 1968). Define-se a cinética química, com a presença de
catalisador (ácido sulfúrico), como (OLAH et al, 1989):
, - , -
Em que:
-rA é a taxa da reação, (mol/L.h)
k2 é a constante cinética de 2° ordem, da reação de nitração, (L/mol.h)
Cbenzeno é a concentração de benzeno, (mol/L)
Cácido nítrico é a concentração de ácido nítrico, (mol/L)
Considerando que o reagente limitante é o ácido nítrico, o qual é denominado reagente
“A” e sendo a reação do tipo A + B → P, com CA0 ≠ CB0, segue-se a equação de projeto
(BRANDÃO, 2019):
( )
( )
≠
5.1.2 Determinação de CA0 e CB0
̇ ̇
̇
48
Em que:
é a densidade da mistura, (kg/m³)
̇ é a vazão mássica do reagente A (ácido nítrico), (kg/h)
̇ é a vazão mássica do reagente B (benzeno), (kg/h)
̇ é a vazão volumétrica, (m³/h)
̇
̇ ̇
( )
̇
̇
̇
̇
̇
( )
( )
A cinética da reação obedece à expressão de velocidade
Sendo:
( )
49
( )
Logo:
( )( )
(
)
( ) ( )
Definida a taxa de reação, calcula-se o volume do reatorde mistura perfeita (CSTR)
pela seguinte equação (FOGLER, 2009):
Em que:
Vútil é o volume útil do reator, (m³)
FA0 é a vazão molar de alimentação do reagente limitante A, (mol/h)
XA é a conversão da reação, adimensional e
-rA é a taxa da reação, (mol/L.h)
50
Adotando-se um fator de segurança de 35% devido à formação de vapor,
determina-se o volume total do reator (FOGLER, 2009):
Admitindo-se um diâmetro de 3 m, sendo:
Determina-se a altura do reator:
( )
5.2. Coluna de Destilação CD-01
Para o dimensionamento de uma coluna de destilação fracionada tem-se como
principal parâmetro o número de pratos reais (GOMIDE,1988):
Em que:
NPR é o número de pratos reais, adimensional
NPT é o número de pratos teóricos, adimensional e
E° é a eficiência global de placa, (%)
Para o cálculo da eficiência global foi utilizado o método proposto por Gomide,
representado abaixo de forma simplificada e que é válido para hidrocarbonetos e
similares.
( )
51
Em que:
E° é a eficiência global, (%)
α é a volatilidade relativa à temperatura média da coluna
μF é a viscosidade da alimentação à temperatura média da coluna, (cP).
O número de pratos teóricos pode ser determinado pelo método gráfico de McCabe-
Thiele utilizando-se a curva de equilíbrio. Para a determinação do diâmetro da coluna,
adota-se a vazão de vapor ascendente e a utilização da equação abaixo (GOMIDE,
1988):
√
Em que:
D é o diâmetro da coluna, (m)
Q é a vazão de vapor ascendente, (m³/s)
v é a velocidade permissível do vapor, (m/s)
Para o cálculo da velocidade permissível utiliza-se o método gráfico com
abscissa representada pelo espaçamento entre as placas e a ordenada pelo coeficiente de
Souders, além de ser necessária a informação da altura do selo (hs). A velocidade pode
ser calculada pela equação abaixo (GOMIDE, 1988):
√
Em que:
v é a velocidade permissível do vapor, (m/s)
K é o coeficiente de Souders, (m/s)
ρL é a densidade do líquido, (kg/m³)
ρG é a densidade do vapor, (kg/m³)
52
Para a altura da coluna utiliza-se a equação abaixo (CANTON & NETTO, 2018)
Em que:
h é a altura da coluna, (m)
NPR é o número de pratos reais, adimensional e
t é o espaçamento entre os pratos, (m)
O último parâmetro a ser considerado é a razão de refluxo (MORAES & Jr. &
MORAES, 2018):
Em que:
rmínimo é a razão mínima de refluxo, adimensional
xD é a fração molar do destilado, adimensional e
ykmáx é a intersecção entre as retas de enriquecimento e alimentação com
abscissa, admensional.
Tabela 5.1 – Dados básicos da alimentação
Fração molar (xF) 0,091
ρL (kg/m³) 816,4
ρG (kg/m³) 2,701
μF (cP) 0,5
Q (m³/s) 0,145
Utilizando uma razão de refluxo ótima de 30% superior a razão mínima de
refluxo (CANTON & NETTO, 2018):
53
Para o cálculo da volatilidade relativa (α) à temperatura média da coluna será
utilizada a média geométrica da volatilidade relativa das correntes de alimentação, topo
e fundo.
Calcula-se as pressões de vapor do benzeno e nitrobenzeno através da equação
de Antoine:
( )
Em que:
Pv é a pressão de vapor do composto (mmHg);
A, B, e C são constantes para cada produto válido dentro de um intervalo de
temperatura Tmáxima e Tmínima.
t é a temperatura da corrente (°C)
Tabela 5.2 – Constantes de Antoine para o benzeno e nitrobenzeno
A B C
Benzeno 6,89272 1203,531 219,888
Nitrobenzeno 7,11562 1746,86 201,783
Tabela 5.3 – Pressões de vapor e volatilidade relativa das correntes
T (°C)
P°v Benzeno
(mm Hg)
P°v Nitrobenzeno
(mm Hg)
α
.
/
Alimentação 80 757,62 8,25 91,83
Topo 90 1020,84 13,45 75,89
Fundo 180 7639,23 346,81 22,03
54
Com o valor da volatilidade relativa das correntes de alimentação, topo e fundo,
calcula-se a volatilidade relativa à temperatura média da coluna:
( )
Com o valor de yk traçam-se as retas de alimentação, de enriquecimento e de
stripping. Calcula-se o número de pratos teóricos como 6,80. Com isso determina-se o
número de pratos reais:
( )
Com o valor da altura do selo (hs = 25 mm, para pressão de operação = 1 atm) e
espaçamento (t) entre placas de 50 cm, utiliza-se o gráfico (ANEXO F) para
determinar o coeficiente K sendo 0,045 m/s. Com essas informações determina-
se a altura e o diâmetro da coluna.
√
√
( )
√
√
A alimentação da coluna será no 18° prato real, com a cota de altura de:
( ) ( )
55
Figura 5.1 – Curva de equilíbrio para o sistema Benzeno / Nitrobenzeno
5.3. Tanques de mistura
Para o cálculo do volume de um tanque de mistura utiliza-se a vazão a ser
misturada multiplicada pelo tempo de mistura. A partir daí determina-se o diâmetro e a
altura do mesmo levando em conta a premissa D = H (MORAES Jr. & MORAES,
2012):
56
Em que:
VL é o volume de líquido no tanque, (m³)
Q é a vazão da mistura, (m³/s)
t é o tempo de mistura necessário, (s)
DT é o diâmetro do tanque, (m) e
HL é a altura de líquido no tanque, (m)
Para o cálculo do volume real do tanque foi utilizado um fator de correção
levando-se em conta a adição de 15% no volume do tanque (MORAES Jr. & MORAES,
2011):
Em que:
VT é o volume do tanque, (m³)
VL é o volume de líquido no tanque, (m³)
HT é a altura do tanque, (m) e
HL é a altura de líquido no tanque, (m)
A potência do agitador pode ser determinada pela seguinte equação (MORAES
Jr. & MORAES, 2011):
Em que:
Pot é a potência do agitador, (W)
NP é o número de potência determinado para uma dada geometria (ANEXO G),
adimensional
N é a rotação, (rps)
DA é o diâmetro do impulsor mecânico, (m) e
ρ é a densidade do fluido, (kg/m³)
57
As dimensões do agitador podem ser determinadas através das relações
geométricas fixadas por Rushton e descritas abaixo (GIROTO & MORAES Jr., 1995):
Figura 5.2 – Dimensões do agitador fixadas por Rushton
Tabela 5.4 – Relações geométricas de Rushton considerando turbina com 6 pás verticais
Relação Significado
⁄ Diâmetro do impulsor
Distância do impulsor ao fundo do
tanque
⁄ Largura da pá do impulsor
⁄ Altura da pá do impulsor
⁄ Largura da chicana
Altura do líquido no tanque
a) Tanque de Mistura (TQ-05)
Para um tempo de mistura de 60 minutos tem-se:
58
√
√
Para a determinação do número de potência adota-se uma rotação de 300 rpm e a
utilização de um impulsor com 6 pás verticais com 4 chicanas para eliminação de
vórtice (ECKERT et al, 1985):
( )
⁄⁄
Do gráfico anexo é obtido o valor de NP = 1,2
( ) ( )
Da tabela de motores elétricos disponíveis obtém-se um motor de 350 HP.
Tabela 5.5 – Dimensões do tanque de mistura TQ-05
Dimensões
59
b) Tanque de Mistura (TQ-06)
Para um tempo de mistura de 60 minutos tem-se:
√
√
Para a determinação do número de potência adota-se uma rotação de 150 rpm e a
utilização de uma turbina com 6 pás verticais com 4 chicanas para eliminação de vórtice
(ECKERT et al, 1985):
( )
⁄
⁄
Do gráfico anexo é obtido o valor de NP = 1,2.
( ) ( )
Da tabela de motores elétricos disponíveis obtém-se um motor de 250 HP.
60
Tabela 5.6 – Dimensões do tanque de mistura TQ-06
Dimensões
5.4. Tanques de Armazenamento
Para o cálculo do diâmetro e altura dos tanques de armazenamento foi utilizada a
fórmula do volume de um cilindro (MORAES Jr. & MORAES, 2012):
Em que:
V é o volume do tanque, (m³)
D é o diâmetro do tanque, (m) e
H é a altura do tanque, (m)
Considerando que o volume a ser ocupado por líquido será de apenas 90%, o tempo
para o carregamento e o descarregamento dos tanques será efetuado ao fim de cada 168
horas (7 dias), e o diâmetro será igual à altura. Assim a equação modifica-se para
(MORAES Jr. & MORAES, 2012):
√
61
a) Tanque de Armazenamento (TQ-01)
Primeiramente calcula-se o volume de líquido no tanque:
Em seguida obtém-se o volume real do tanque:
Por conseguinte determina-se o diâmetro e a altura do tanque:
√
√
b) Tanque de Armazenamento (TQ-02)
√
√
62
c) Tanque de Armazenamento (TQ-03)
√
√
d)Tanque de Armazenamento (TQ-04)
√
√
e) Tanque de Armazenamento (TQ-08)
63
√
√
5.5. Tanque Acumulador
Para o cálculo do volume de um acumulador deve-se levar em conta a geometria
apresentada na imagem abaixo, isto é, altura de líquido superior ao raio do cilindro. O
volume será calculado através da soma do volume da parte cilíndrica e do volume das
calotas torisféricas (dished head). (KOWAL, 1973):
Figura 5.3 – Formato do tanque acumulador horizontal
[
(
) ( ) √ ]
Em que:
VT, C é o volume total da parte cilíndrica, (m³)
RC é o raio da parte cilíndrica, (m)
L é o comprimento da parte cilíndrica, (m)
Vi, C é o volume parcial calculado no nível do líquido, (m³) e
H é a altura de líquido no tanque, (m)
64
*, ( )- ( )
+
(
) (
)
{ [
( )
] }
{
, - ,
- (
,
- (
)
(
)
}
√
√
( )
√
( )
Em que:
VT, D é o volume total das calotas, (m³)
RD é o raio principal da calota, segundo a norma ASME é igual ao diâmetro da
parte cilíndrica, (m)
VP, D é o volume parcial das calotas, (m³)
RC é o raio da parte cilíndrica, (m)
H é a altura de líquido no tanque, (m)
A, B, C e D são coeficientes de auxílio na resolução do cálculo, (m)
Tanque Acumulador (TQ-07)
Adotando-se um tempo necessário para o enchimento do acumulador a partir do
start da produção, de 10 min (tempo de surto), calcula-se o volume de líquido:
65
Para o próximo cálculo adota-se o raio do cilindro como 0,5 m e o comprimento
como 1,2 m, considerando-se que 90% do volume do tanque serão ocupados por
líquido, então o volume calculado deve ser aproximadamente igual ao volume
necessário com acréscimo de um fator de segurança de 15%:
Raio do cilindro (RC) = 0,4 m
Raio principal da calota (RD) = 0,6 m
Comprimento da parte cilíndrica (L) = 1,0 m
Altura de líquido (H) = 0,6 m
( )
[
(
) ( ) √ ]
[
(
) ( )
√ ( ) ]
Para o cálculo do volume parcial das calotas, inicialmente calcula-se os valores de A, B,
C e D:
√
√
66
√
( )
√ ( )
√
( ) √ ( )
( ( ) ) ( ( ) ( ) ( ) )
,( ) *
( )
+ ( ) ( )-
{
, ( ) ( ) - , ( ) ( ) -( )
(
), ( ) ( ) - (
)
( ) (
)
( ) }
*, ( )- ( )
+
*, ( )- ( ) +
( ) ( )
67
5.6. Decantador Gravitacional (DC-01)
Para o cálculo de um decantador gravitacional é necessário calcular o tempo de
decantação da fase pesada (MCCABE et al., 2005):
Em que:
t é o tempo de decantação da fase pesada, (h)
μ é a viscosidade da alimentação do decantador, (cP)
ρA é a densidade da fase pesada, (kg/m³) e
ρB é a densidade da fase leve, (kg/m³)
No entanto deve-se somar um tempo de residência necessário para garantir uma
boa separação. Esse tempo deve estar entre 5 e 10 minutos. Adotando-se 7,5 minutos
para o processo (SANTOS, 2005) é possível obter o tempo total de permanência no
decantador (MCCABE et al., 2005):
( )
⁄
Assim é possível calcular o diâmetro inicial considerando-se a relação
(MCCABE et al., 2005):
√
68
Em que:
D é o diâmetro do decantador, (m)
Q é a vazão volumétrica da alimentação do decantador, (m³/h) e
t é o tempo total de permanência no decantador, (h)
√
√
Como fator de segurança considera-se o dobro da área calculada (MCCABE et al.,
2005):
( )
√
√
Considerando-se apenas 90% do decantador ocupado porlíquido pode-se
calcular a altura do mesmo (MCCABE et al., 2005):
69
5.7. Jaqueta do Reator R-01
A área de troca térmica da jaqueta pode ser calculada pela Lei de Fourier
(PEREIRA & SEGUIM, 2012):
( )
Em que:
Q é a taxa de calor trocado entre o reator e a jaqueta, (kcal/h)
U é o coeficiente global de troca térmica, (kcal/h.m².°C)
A é a área de troca térmica, (m²)
Tágua é a temperatura de entrada da água de resfriamento, (°C) e
Treator é a temperatura que o reator deve ser mantido, (°C)
Sendo assim pode-se calcular a área de troca térmica, adotando-se um
coeficiente global de 750 Btu/ft².h.°F (RAZUK, 2006):
( )
( )
A área da Jaqueta é compatível com a área externa disponível do reator.
5.8. Jaqueta do Tanque de Mistura TQ-05
( )
Adotando-se um coeficiente global de 135 Btu/ft². h.°F (RAZUK, 2006)
70
( )
( )
A área da Jaqueta é compatível com a área externa disponível do tanque.
5.9. Trocadores de Calor
Para todos os trocadores que aqui serão projetados foi utilizado o roteiro de
cálculo para dimensionamento de trocadores de calor (ANEXO I).
a) Trocador de Calor (TC-01)
a1) Cálculo do LMTD
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
Sendo T1 = T2 = 110°C, t1 = 25°C e t2 = 80°C:
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
71
( )
( )
( )
( )
}
( )
a2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica
Para o vapor como fluido quente e orgânico pesado como fluido frio foi adotado
UD = 30 BTU/h°F.ft² e sendo o calor trocado de 1508091,96 BTU/h (ANEXO L):
a3) Localização dos fluidos
A mistura Benzeno/Nitrobenzeno é tóxica, motivo pelo qual será alocada nos
tubos. O vapor de aquecimento escoará no casco.
a4) Escolha e arranjo dos tubos (Anexo N)
Os tubos selecionados são de 1 in. (BWG 10) e o pitch triangular 30°.
a5) Número de tubos por passe
Para a mistura orgânica, a velocidade recomendada é de 3 a 6 ft/s Velocidade
adotada: 3 ft/s.
72
a6) Número de passes nos tubos e número de tubos provisório
Com base no valor de , escolhe-se o L de modo a obter o menor número par de
passes. Adotando 20 ft:
a7) Escolha do diâmetro do casco (Anexo O)
102 tubos de 1 in., 6 passes, pitch triangular Ds = 17 ¼ in. (110 tubos, pitch 1
¼ in.)
d0 = 1 in., Pt = 1 ¼ in. triangular (anexo P) de = 0,72 in.; De = 0,06 ft.
a8) Espaçamento e número de chicanas
⁄
( ) ⁄
73
⁄ ⁄
a9) Rating do trocador
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Vapor
( ) (
) ( )
(
)
( )
( )⁄
( )
Para vapor d´água, adota-se diretamente:
74
( ) .
/ ( )
( ⁄ )
(
)
a10) Coeficiente Global limpo
( )⁄
( )
( )
a11) Fator de Incrustação
( ) ( )⁄
( )
( )
( )
75
a12) Queda de Pressão
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Vapor
( )
.
/
.
/
( )
( )
.
/
76
b) Trocador de Calor (TC-02)
b1) Cálculo do LMTD
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
Sendo T1 =90°C, T2 = 80,1°C, t1 = 10°C e t2 = 15°C:
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
b2) Estimativa do UD e da área de troca térmica
Para a mistura orgânica como fluido quente e água como fluido frio foi adotado
coeficiente UD = 75 BTU/h.ft².°F.
Para este serviço será utilizado um trocador duplo-tubo, o qual foi dimensionado
de acordo com o roteiro (ANEXO Q). Será construído em aço carbono, com grampos de
12 ft, tubo interno de 3/4 in Sch 40 e tubo externo (anel) de 6 in Sch 40.
Figura 5.4 – Seção transversal do trocador duplo tubo
77
Tabela 5.7 – Dimensões da seção transversal do trocador duplo tubo
Diâmetro interno do tubo (d) 0,824 in.
Diâmetro externo do tubo (d1) 1,05 in.
Diâmetro interno do anel (d2) 6,065 in.
b3) Áreas de escoamento do tubo e do anel
TUBO ANEL
( )
,( ) ( ) -
b4) Localização dos fluidos:
Na maior área de escoamento (anel), escoará o produto de maior vazão (vapor
orgânico).
78
b5) Coeficientes de película interno e externo
TUBO – água de resfriamento ANEL – Vapor orgânico
(
) ( )
( )
(
)
.
/ ( ) ( )
(
)
(
)
( )
⁄( ⁄ ) ( )
( )
(
)
.
/ ( ) ( )
79
(
)
b6) Resistência à condução do tubo
.
/
.
/
b7) Coeficientes globais de troca térmica, Uc e UD
( ⁄ ⁄ )
.
/⁄
( ⁄ )⁄
.
/⁄
80
b8) Área de troca térmica requerida
b9) Comprimento total do tubo
b10) Número de grampos
( )
b11) Queda de pressão
TUBO ANEL
( )
( ⁄ )
.
/
( )
( )
81
.
/
( )
.
/
.
/
( )
( ) .
/
82
C) Trocador de Calor (TC-03)
C1) Cálculo do LMTD
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
Sendo T1 = T2 = 210°C, t1 = 180°C e t2 = 200°C:
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
C2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica
Para o vapor como fluido quente e orgânico leve como fluido frio foi adotado
coeficiente UD = 180 BTU/h°F.ft² e sendo o calor trocado de 2618303,62 BTU/h
(ANEXO L):
O trocador utilizado será do tipo duplo-tubo, o qual foi dimensionado de acordo
com o roteiro (ANEXO Q). Será construído em aço carbono, com grampos de 20 ft,
tubo interno de 1 ¼ in Sch 40 e tubo externo (anel) de 6 in Sch 40.
Tabela 5.8 – Dimensões da seção transversal do trocador duplo tubo
Diâmetro interno do tubo (d) 1,380 in.
Diâmetro externo do tubo (d1) 1,66 in.
Diâmetro interno do anel (d2) 6,065 in.
83
C3) Áreas de escoamento do tubo e do anel
TUBO ANEL
( )
,( ) ( ) -
C4) Localização dos fluidos:
Na maior área de escoamento (anel), escoará o produto de maior vazão (vapor).
C5) Coeficientes de película interno e externo
TUBO – nitrobenzeno/benzeno ANEL – Vapor
Para vapor d´água adota-se diretamente:
84
(
) ( )
( )
(
)
.
/ ( ) ( )
(
)
(
)
C6) Resistência à condução do tubo
.
/
85
.
/
C7) Coeficientes globais de troca térmica, Uc e UD
( ⁄ ⁄ )
.
/⁄
( ⁄ )⁄
.
/⁄
C8) Área de troca térmica requerida
C9) Comprimento total do tubo
86
C10) Número de grampos
( )
C11) Queda de pressão
TUBO ANEL
( )
( ⁄ )
.
/
.
/
( )
( )
( )
.
/
87
.
/
( )
( ) .
/
d) Trocador de calor TC-04
d1) Cálculo do LMTD
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
Sendo T1 = 180°C; T2 = 25°C, t1 = 10°C e t2 = 15°C:
88
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
( )
( )
( )
( )
}
( )
d2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica
Para o Nitrobenzeno como fluido quente e água como fluido frio, adota-se
coeficiente UD = 100 BTU/h.ft².°F (ANEXO L):
d3) Localização dos fluidos
A mistura benzeno/nitrobenzeno é tóxica, motivo pelo qual será alocada nos
tubos. A água de resfriamento escoará no casco.
d4) Escolha e arranjo dos tubos (Anexo N)
Os tubos selecionados são de 1 in. (BWG 10) e o pitch quadrático 90°.
89
d5) Número de tubos por passe
Para a mistura orgânica, a velocidade recomendada é de 3 a 6 ft/s Velocidade
adotada: 3 ft/s.
d6) Número de passes nos tubos e número de tubos provisório
Com base no valor de , escolhe-se o L de modo a obter o menor número par de
passes. Adotando 16 ft:
d7) Escolha do diâmetro do casco (Anexo O)
96 tubos de 1 in. 6 passes, pitch quadrático Ds = 17 ¼ in. (98 tubos, pitch 1 ¼
in.)
d0 = 1 in., Pt = 1 ¼in. triangular (anexo P) de = 0,99 in.; De = 0,0825 ft.
90
d8) Espaçamento e número de chicanas
⁄
( ) ⁄
⁄ ⁄
d9) Rating do trocador
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Água
( )
( )⁄
( )
91
( ) (
) ( )
(
)
( ) .
/ ( )
( ⁄ )
(
)
, -
(
)
.
/ .
/
, ( - .
/
( )
d10) Coeficiente Global limpo
( )⁄
92
( )
( )
d11) Fator de Incrustação
( ) ( )⁄
( )
( )
( )
d12) Queda de Pressão
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Água
( )
.
/
( )
( )
.
/
93
.
/
e)Trocador de calor TC-05
e1) Cálculo do LMTD
Sendo T1 = 80,1; T2 = 55°C, t1 = 10°C e t2 = 15°C:
,( ) ( )-
[
( )
( )
]
e2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica
Para a mistura orgânica como fluido quente e água como fluido frio, adota-se UD
= 80 BTU/h.ft².°F (ANEXO L):
94
O trocador utilizado será do tipo duplo-tubo. Será construído em aço carbono, com
grampos de 12 ft, tubo interno de 1 ½ in Sch 40 e tubo externo (anel) de 3 in Sch 40.
e3) Áreas de escoamento do tubo e do anel
TUBO ANEL
( )
,( ) ( ) -
e4) Localização dos fluidos:
Na maior área de escoamento (anel), escoará o produto de maior vazão (água).
e5) Coeficientes de película interno e externo
TUBO – Benzeno/Nitrobenzeno ANEL – água
,( )
( ) - ⁄
95
.
/ ( ) ( )
(
)
.
/ ( ) ( )
e6) Resistência à condução do tubo
.
/
96
e7) Coeficientes globais de troca térmica, Uc e UD
.
/⁄
.
/⁄
e8) Área de troca térmica requerida
e9) Comprimento total do tubo
e10) Número de grampos
( )
97
e11) Queda de pressão
TUBO ANEL
( )
( ⁄ )
.
/
.
/
( )
.
/
.
/
( ) .
/
98
5.10. Tubulações
Para o dimensionamento de tubulações é necessário primeiramente calcular o
diâmetro da tubulação (PEREIRA & SEGUIM, 2012):
√
Em que:
D é o diâmetro da tubulação, (in)
Q é a vazão volumétrica do fluido, (gpm) e
v é a velocidade de escoamento recomendada (ANEXO R), (ft/s)
Em seguida, utiliza-se o ANEXO T para determinar o diâmetro real da tubulação
com base no diâmetro calculado. Calcula-se também a velocidade real de escoamento
utilizando o diâmetro selecionado. O próximo passo é calcular o número de Reynolds
(PEREIRA & SEGUIM, 2012):
99
(
) (
)
Em que:
Re é o número de Reynolds, adimensional
Q é a vazão volumétrica do fluido, (gpm)
D é o diâmetro da tubulação, (in)
ρ é a densidade do fluido, (lb/ft³) e
µ é a viscosidade do fluido, (cP)
Com o número de Reynolds determina-se se o regime é laminar (Re < 2100) ou
turbulento (Re > 2100) para que então seja possível calcular o fator de atrito (PEREIRA
& SEGUIM, 2012):
a) Para regime laminar (Re < 2100):
Em que:
f é o fator de atrito, adimensional e
Re é o número de Reynolds, adimensional
b) Para regime turbulento (Re > 2100):
0 .
/1
Em que:
f é o fator de atrito, adimensional
ε é a rugosidade do material do tubo (ANEXO U), (ft)
D é o diâmetro da tubulação, (in) e
Re é o número de Reynolds, adimensional
100
Por fim calcula-se a perda de carga pelo Método dos 2K desenvolvido pela
Monsanto e que utiliza a Equação de Darcy-Weisbach considerando uma correção do
Método New Crane (HOOPER, 1981):
(
)
(
)
Em que:
hf é a perda de carga da tubulação, (ft)
f é o fator de atrito, adimensional
L é o comprimento reto da tubulação, (ft)
D é o diâmetro da tubulação, (in)
K éo coeficiente do acessório de tubulação, adimensional
K1 é o coeficiente para acessórios o qual Re = 1, adimensional
K∞ é o coeficiente para acessórios o qual Re = ∞, adimensional
v é a velocidade de escoamento, (ft/s) e
g é a aceleração da gravidade, 32,17 ft/s²
Comumente é utilizada a perda de carga na unidade de pressão, isto é, em psi
(PEREIRA & SEGUIM, 2012):
a) Para líquidos:
( )
( )
Em que:
hf (psi) é a perda de carga, (psi)
δ é a densidade relativa à densidade da água (62,4 lb/ft³), adimensional e
hf (ft) é a perda de carga, (ft)
101
b) Para gases:
( )
( )
Em que:
hf (psi) é a perda de carga, (psi)
δ é a densidade relativa à densidade do ar (0,0765 lb/ft³), adimensional e
hf (ft) é a perda de carga, (ft)
a) Tubulação da corrente 1
Para hidrocarboneto líquido, a velocidade recomendada para sucção de bomba é
de 1,5 a 2,5 ft/s. (ANEXO R). Velocidade adotada = 2 ft/s.
√
√
O diâmetro nominal selecionado será 3 in e material de aço carbono, Sch.40 (ANEXO
S).
( )
0 .
/1
0 .
/1
102
O trecho reto de tubulação conta com 9,9 ft de comprimento e os acessórios utilizados
foram 1 saída + 1 curva 90° raio longo (ANEXO T)
∑(
(
))
((
) (
) (
))
(
)
(
)
.
/
( )
( )
b) Tubulação da corrente 2
Para hidrocarboneto líquido, a velocidade recomendada para descarga de bomba
é de 2,5 a 3,5 ft/s. (ANEXO R). Velocidade adotada = 3 ft/s.
√
√
O diâmetro nominal selecionado será 3 in e material de aço carbono, Sch. 40 (ANEXO
T).
( )
103
0 .
/1
0 .
/1
O trecho reto de tubulação conta com 19,1 ft de comprimento e o acessório utilizado foi
1 entrada normal + 2 curvas 90° raio longo (ANEXO T).
∑(
(
))
(
(
))
(
)
(
)
.
/
( )
( )
104
c) Tubulação da corrente 3
Para a solução de ácido nítrico, a velocidade adotada na tubulação é de 6 ft/s.
(ANEXO S)
√
√
O diâmetro nominal selecionado será 1 ½ in e material de aço inox 10S (ANEXO T)
O aço inox 10S possui rugosidade de 0,00005 ft. (ANEXO U)
( )
0 .
/1
0 .
/1
O trecho reto de tubulação conta com 8 ft de comprimento e os acessórios utilizados
foram 1 saída + 1 curva 90° raio longo (ANEXO T).
∑(
(
))
(
) (
(
))
105
(
)
(
)
.
/
( )
( )
d) Tubulação da corrente 4
Para a solução de ácido nítrico, a velocidade adotada na tubulação é de 6 ft/s.
(ANEXO R)
√
√
O diâmetro nominal selecionado será 1 ½ in e material de aço inox 10S (ANEXO S)
O aço inox 40S possui rugosidade de 0,00005 ft. (ANEXO U)
( )
0 .
/1
0 .
/1
106
O trecho reto de tubulação conta com 21,7 ft de comprimento e os acessórios utilizados
foram 1 entrada normal + 2 curvas 90° raio longo (ANEXO T).
∑(
(
))
(
(
))
(
)
(
)
.
/
( )
( )
e) Tubulação da corrente 5
Para a solução de ácido sulfúrico, a velocidade adotada na tubulação é de 6 ft/s.
(ANEXO R)
√
√
O diâmetro nominal selecionado será 2 in e material de aço inox 10S (ANEXO T)
O aço inox 10S possui rugosidade de 0,00005 ft. (ANEXO U)
( )
107
0 .
/1
0 .
/1
O trecho reto de tubulação conta com 7,6 ft de comprimento e os acessórios utilizados
foram 1 saída + 1 curva 90° raio longo (ANEXO T).
∑(
(
))
(
) (
(
))
(
)
(
)
.
/
( )
( )
108
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
1 Benzeno
Aço
Carbono
Sch. 40
57,24 2,48 3 0,0212 9,9 1,275
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,20 0,0755
2 Benzeno
Aço
Carbono
Sch.40
57,24 2,48 3 0,0212 19,1 1,22
2 curvas
90° raio
longo
1 entrada
normal
0,268 0,101
3
Ácido
nítrico
68%
Aço
Inox 10S
43,6 6,3 1 ½ 0,0195 8 1,32
1 saída
1 curva
90° raio
longo
1,5 0,802
4
Ácido
nítrico
68%
Aço
Inox 10S
43,6 6,3 1 ½ 0,0195 21,7 1,46
1 entrada
normal
2 curvas
90° raio
longo
2,77 1,481
5
Ácido
sulfúrico
75%
Aço
Inox 10S
58,51 5,13 2 0,0228 7,6 1,31
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,93 0,5
6
Ácido
sulfúrico
75%
Aço
Inox 10S
58,51 5,13 2 0,0228 21,7 1,385
1 entrada
normal
2 curvas
90° raio
longo
1,7 0,957
109
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
7
Mistura
sulfonítrica
Aço
Inox 10S
104,7 9,18 2 0,0179 11 1,3
1 saída
1 curva
90° raio
longo
3,14 1,686
8
Mistura
sulfonítrica
Aço
Inox 10S
104,7 9,18 2 0,0179 19,1 1,33
1 entrada
normal
2 curvas
90° raio
longo
4,23 2,27
9
Efluente
do reator
Aço
Inox 10S
159,87 6,14 3 0,0172 7 1,265
1 saída
1 curva
90° raio
longo
1,04 0,52
10
Efluente
do reator
Aço
Inox 10S
159,87 6,14 3 0,0172 37,44 1,185
1 entrada
normal
2 curvas
90 ° raio
longo
2,09 1,05
11
Solução
ácida
Aço
Inox 10S
89,02 7,8 2 0,0196 10 1,3
1 saída
1 curva
90° raio
longo
2,26 1,14
12
Solução
ácida
Aço
Inox 10S
89,02 7,8 2 0,0196 26,3 1,34
1 entrada
normal
2 curvas
90° raio
longo4 2,017
110
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material Q (gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
13
Carbonato de
sódio 20%
Aço
carbono
40ST
371,3 9,35 4 0,0187 12 1,253
1 saída
1 curva
90° raio
longo
2,61 0,94
14
Carbonato de
sódio 20%
Aço
carbono
40ST
371,3 9,35 4 0,0187 26,3 1,131
1 entrada
normal
2 curvas
90 ° raio
longo
3,53 1,27
15
Dióxido de
carbono
Aço
Inox 40S
14615,41 41,4 12 0,0142 80 1,22
1 saída
1 curva
90° raio
longo
62,76 0,0476
16
Sulfato de
sódio
+
Água
Aço
carbono
40ST
281,68 7,09 4 0,0187 10 1,25
1 saída
1 curva
90° raio
longo
1,412 0,815
17
Sulfato de
sódio
+
Água
Aço
carbono
40ST
281,68 7,09 4 0,0187 168,3 1,13
1 entrada
normal
2 curvas
90° raio
longo
8,21 4,74
18
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
65,03 2,82 3 0,023 7 1,28
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,236 0,12
111
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
19
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
65,03 2,82 3 0,023 34,47 0,282
1 curva
90° raio
longo
0,418 0,212
20
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40 ST
69,7 3,02 3 0,0208 3,3 0,665
1 entrada
normal
0,132 0,062
21
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
2293,9 25,44 6 0,0172 6,6 1,24
1 saída
1 curva
90° raio
longo
14,73 0,0175
22
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40 ST
7,6 4,57 ¾ 0,0264 6,6 1,56
1 entrada
normal
1 curva
90° raio
longo
1,33 0,470
23
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
7,6 1,63 1 ¼ 0,0253 8 1,36
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,13 0,046
24
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
7,6 1,63 1 ¼ 0,0253 3,3 0,177
1 tê de
passagem
reta com
rosca
0,037 0,013
112
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
25
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40 ST
2,11 2,23 ½ 0,030 57,45 0,551
1 curva
90° raio
longo
2,61 0,923
26
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
5,65 2,09 1 0,0264 23,5 0,818
2 curvas
90° raio
longo
0,211 0,075
27
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
5,46 2,02 1 0,0272 13,5 1,4
1 entrada
normal
1 curva
90° raio
longo
0,355 0,13
28
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
75,07 3,25 3 0,0197 9 0,269
1 curva
90° raio
longo
0,16 0,072
29
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
75,07 3,25 3 0,0197 3,3 0,269
1 tê de
passagem
reta com
rosca
0,086 0,0385
30
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
5,98 2,22 1 0,0262 12 0,408
1 curva
90° raio
longo
1 válvula
borboleta
0,307 0,138
113
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
31
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
Carbono
40ST
6,16 2,28 1 0,0256 3,3 0,98
1 entrada
normal
0,16 0,07
32
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40 ST
69,13 3,0 3 0,0198 52,7 0,27
1 curva
90° raio
longo
0,609 0,273
33
Benzeno
Nitrobenzeno
Aço
carbono
40ST
59,66 2,6 3 0,024 6,6 0,953
1 entrada
normal
1 curva
90° raio
longo
0,165 0,086
34
Vapor de
aquecimento
Aço
Inox 10S
3594,24 80,8 4 0,0172 25 1,87
1 entrada
normal
1 saída
1 curva
90° raio
longo
312,66 0,111
35
Vapor de
aquecimento
Aço
Inox 10S
685,13 60,08 2 0,0134 56,6 2,026
1 saída
1 entrada
normal
1 curva
90° raio
longo
350,38 1,42
36
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
5388,14 3,98 24 0,0132 36 1,21
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,358 0,155
114
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
37
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
5388,14 5,74 20 0,013 3,3 0,105
1 tê de
passagem
reta com
rosca
0,0672 0,03
38
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
3772,2 6,3 16 0,0134 12,5 0,746
1 curva
90° raio
longo
1 entrada
normal
0,54 0,234
39
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
3775,8 6,3 16 0,0133 1 0,214
1 curva
90° raio
longo
0,14 0,0605
40
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
1617,48 6,08 10 0,0146 35 0,331
1 tê de
passagem
reta
1 curva
90° raio
longo
0,528 0,23
41
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
789,87 4,65 8 0,0158 3,3 0,560
1 entrada
normal
0,213 0,092
42
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
789,65 4,65 8 0,0155 13,2 1,57
1 saída
2 curvas
90° raio
longo
1 tê de
passagem
reta
0,627 0,271
115
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
(continua)
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
43
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
826,33 4,86 8 0,0157 35 0,113
1 tê de
passagem
reta
0,207 0,09
44
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
4565,64 6,0 18 0,0131 25 0,318
1 tê de
passagem
reta
0,303 0,131
45
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
1,603 2,2 3/8 0,035 6,6 1,44
1 entrada
normal
0,47 0,203
46
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
1,607 2,21 3/8 0,033 10 3,14 1 saída 0,8 0,346
47
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
824,76 3,1 10 0,016 3,3 0,11
1 tê de
passagem
reta
0,0255 0,011
48
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
8,72 4,55 ¾ 0,026 3,3 1,072
1 entrada
normal
0,72 0,311
49
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
8,74 4,56 ¾ 0,0255 12 2,13
1 saída
2 curvas
90° raio
longo
1 tê de
passagem
reta
2,03 0,877
50
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
816,03 4,8 8 0,0157 6,6 0,788
1 curva
90° raio
longo
0,335 0,145
116
Tabela 5.7 – Resumo das condições das tubulações (continuação)
5.11. Bombas
Para o dimensionamento de uma bomba, parte-se primeiramente do balanço de energia
mecânica, também conhecido como Equação de Bernoulli (PEREIRA & SEGUIM,
2012):
Corrente Produto Material
Q
(gpm)
v
(ft/s)
D
(in)
f
L
(ft)
K Acessórios
hf
(ft)
hf
(psi)
51
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
817,35 4,81 8 0,0155 3,3 1,227
1 saída
1 curva
90° raio
longo
0,468 0,202
52
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
826,07 4,86 8 0,0154 35 0,227
1 curva
90° raio
longo
0,368 0,16
53
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
827,74 4,87 8 0,0154 3,3 0,113
1 tê de
passagem
reta
0,07 0,03
54
Água de
resfriamento
Aço
Inox 10S
5393,34 3,98 24 0,0131 130 0,73
1 curva
90° raio
longo
1 entrada
normal
0,394 0,170
117
Em que:
AMT é a altura manométrica total da bomba, (ft).
ΔP é a variação de pressão entra a sucção e a descarga, (psi).
ρ é a densidade do fluido, (lb/ft³).
g é a aceleração da gravidade, 32,17 ft/s².
Δv² é a variação do quadrado da velocidade entre a sucção e a descarga, (ft²/s²).
Δz é a diferença de cota entre a sucção e a descarga, (ft).
hf é a perda de carga gerada por atrito da tubulação, (ft) e.
ΔPequipamentos é a perda de carga ocasionada por equipamentos como trocadores
de calor, (ft).
Quando existe uma válvula de controle instalada na tubulação,deve-se adicionar
de 25 a 30% à altura manométrica referente à perda de carga gerada pela mesma
(PEREIRA & SEGUIM, 2012):
Em que:
ΔPVC é a perda de carga da válvula, (ft) e.
AMT é a altura manométrica total da bomba, (ft).
Com as informações sobre o AMT e a vazão da bomba, podem-se utilizar os
catálogos de fabricantes para selecionar a bomba, dimensionando a rotação, o
NPSHRequerido e o rendimento da bomba. (PEREIRA & SEGUIM, 2012)
Calcula-se o NPSHDisponível para saber se a bomba não irá cavitar. Para tanto, o
NPSHDisponível deve ser maior que o NPSHRequerido + 3,3 ft (PEREIRA & SEGUIM,
2012).
118
Em que:
NPSHDisponível é a energia disponível para a bomba, (ft).
Psucção é a pressão da sucção, (psia).
ρ é a densidade do fluido, (lb/ft³).
g é a aceleração da gravidade, 32,17 ft/s²
zsucção é a cota de altura da sucção, (ft)
hf, sucção é a perda de carga gerada por atrito na tubulação de sucção, (ft) e
é a pressão de vapor do fluido na sucção, (psia)
O próximo passo, estando em posse do rendimento da bomba, é possível calcular o BHP
(brake horse power) e selecionar o motor para a bomba dentre os disponíveis no
mercado (ANEXO H) (PEREIRA & SEGUIM, 2012):
Em que:
BHP é a energia fornecida à bomba pelo eixo, (HP)
Q é a vazão volumétrica, (gpm)
AMT é a altura manométrica da bomba, (ft)
δ é a densidade relativa do fluido, adimensional e
η é o rendimento da bomba, adimensional
119
a) Bomba B-01
R-01
C-1
6,6 ft
FCV-01
3,3 ft
FIT
01
FIC
01
3,3 ft
TQ-01
N2
12,5 ft
C-2
PSV-01
PRV-01
B-01
3,3 ft
Figura 5.7 – Esquema dos equipamentos da bomba B-01
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-01 e do R-01
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
( ⁄ )
120
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 57 gpm, pode-se obter (Figura
5.8):
( ⁄ )
O motor selecionado terá potência nominal de 1 ½ HP.
121
Figura 5.8 – Curva para o modelo FKL 75
122
Figura 5.9 – Curva para o modelo FKL 75
123
b) Bomba B-02
Figura 5.10 – Esquema dos equipamentos da bomba B-02
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-02 e do TQ-05
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
( ⁄ )
124
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 44 gpm, pode-se obter (Figura
5.11):
( ⁄ )
O motor selecionado terá potência nominal de 1 ½ HP.
125
Figura 5.11 – Curva para o modelo FKL 75
126
Figura 5.12 – Curva para o modelo FKL 75
127
c) Bomba B-03
TQ-03
B-03
TQ-05
C-5
FIC
03
FIT
03
FCV-03
C-6
3,3 ft
15,1 ft
6,6 ft
1 ft
3,3 ft
Figura 5.13 – Esquema dos equipamentos da bomba B-03
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-01 e do TQ-05
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
128
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 58 gpm, pode-se obter (Figura
5.14):
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 1 ½ HP.
129
Figura 5.14 – Curva para o modelo STX 2 x 3 -6
d) Bomba B-04
TQ-04
TQ-06
B-04
19,7 ft
3,3 ft
3,3 ft
C-13
11 ft
1 ft
FCV-05
PHI
01
PHC
01
C-14
Figura 5.15 – Esquema dos equipamentos da bomba B-04
130
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-04 e do TQ-06
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 371 gpm, pode-se obter
(Figura5.16):
131
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 5 HP.
Figura 5.16 - Curva para o modelo MTX 3x4-8 A70
132
e) Bomba B-05
TQ-05
B-05
R-01
LCV-01
1 ft
10 ft
12,5 ft
3,3 ft
LT
01
LIC
01
C-7
C-8
3,3 ft
Figura 5.17 – Esquema dos equipamentos da bomba B-05
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-05 e do R-01
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
133
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 105 gpm, pode-se obter (Figura
5.18):
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 3 HP.
Figura 5.18 - Curva para o modelo STX 2 x 3-6
134
f) Bomba B-06
R-01
B-06
DC-01
LCV-02
1 ft
7 ft
30,84 ft
3,3 ft
3,3 ft
LIC
02
LT
02
C-9
C-10
Figura 5.19 – Esquema dos equipamentos da bomba B-06Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-01 e do R-01
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 160 gpm, pode-se obter (Figura
5.20):
135
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 5 HP.
Figura 5.20 - Curva para o modelo MTX 3 x 4-10 A70
136
g) Bomba B-07
DC-01
B-07
TQ-06
LT
03
LIC
03
LCV-03
3,3 ft
3,3 ft
19,7 ft
C-11
1 ft
C-12
9 ft
Figura 5.21 – Esquema dos equipamentos da bomba B-07
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do DC-01 e do TQ-06
são constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos
na tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 89 gpm, pode-se obter (Figura
5.22):
137
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 2 HP.
Figura 5.22 - Curva para o modelo STX 2 x 3-6
138
h) Bomba B-08
TQ-06
B-08
ETE
LT
04
LIC
04
1 ft
9 ft
3,3 ft
150 ft
15 ft
C-16
C-17
Figura 5.23 – Esquema dos equipamentos da bomba B-08
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-06 e da ETE são
constantes, ΔP e Δv² serão anulados da equação. Sem a presença de equipamentos na
tubulação, também não haverá ΔPequipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 282 gpm, pode-se obter (Figura
5.24):
139
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 5 HP.
Figura 5.24 - Curva para o modelo MTX 3 x 4-8 A70
140
i) Bomba B-09
DC-01
CD-01
B-09
TC-01
TIT
04
TIC
04
FCV-08
FCV-05
FIT
04
FIC
04
1 ft
3,3 ft 3,3 ft
31,17 ft
6 ft
C-18
C-19
C-20
Figura 5.25 – Esquema dos equipamentos da bomba B-09
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do DC-01 e da CD-01
são constantes ΔP e Δv² serão anulados da equação, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
141
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 65 gpm, pode-se obter (Figura
5.26):
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 3 HP.
142
Figura 5.26 - Curva para o modelo STX 1 ½ x 3-8 AB
j) Bomba B-10
TQ-07
B-10
CD-01
FIC
05
FIT
05
FCV-06
7 ft
1 ft 3,3 ft
3,3 ft
54,15 ft
C-23
C-24
C-25
Figura 5.27 – Esquema dos equipamentos da bomba B-10
143
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-07, da CD-01
são constantes ΔP e Δv² serão anulados da equação. Também não há presença de
equipamentos, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
( ⁄ )
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 8 gpm, pode-se obter (Figura
5.28):
( ⁄ )
144
O motor selecionado terá potência nominal de 1 HP.
Figura 5.28 – Curva para o modelo FKL 25
145
Figura 5.29 – Curva para o modelo FKL 25
146
j) Bomba B-11
CD-01
B-11
TQ-08
TC-04
LIC
05
LT
05
LCV-05
C-28
C-29
C-32
C-33
8 ft
1 ft 3,3 ft
1 ft 3,3 ft
3,3 ft
51,7 ft
Figura 5.30 – Esquema dos equipamentos da bomba B-11
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e os níveis do TQ-08 e da CD-01
são constantes ΔP e Δv² serão anulados da equação, logo:
( ) ( )
147
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 75 gpm, pode-se obter (Figura
5.31):
.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 5 HP.
148
Figura 5.31 - Curva para o modelo STX 1 ½ x 3-8 AB
j) Bomba B-12
R-01
TR-01
B-12
FCV-09
C-37
C-36
C-38
C-39
25 ft
C-54
1 ft3,3 ft
3,3 ft
9,2 ft
1 ft
C-44
35 ft
120 ft
130 ft
TIT
01
TIC
01
Figura 5.32 – Esquema dos equipamentos da bomba B-12
149
Como as pressões de sucção e de descarga são iguais e o nível da TR-01 é
constante, ΔP e Δv² serão anulados da equação, logo:
( ) ( )
Com a presença de uma válvula de controle tem-se:
Como a vazão da bomba é de aproximadamente 5400 gpm, pode-se obter
(Figura 5.33):
150.
/
O motor selecionado terá potência nominal de 250 HP.
Figura 5.33 - Curva para o modelo X-17 8 x 10-16H A120
151
REFERÊNCIAS
ALEXANDERSON, V., TRECEK, J. B e VANDERWAART, C.M. Continuous
adiabatic process for the mononitration of benzene. US Patent 4,091,042. (1978).
ARAÚJO, E. C. C. Trocadores de calor. São Paulo: EdUFSCar, 2002.
BRANDÃO, H. S. Apontamentos de cálculo de reatores. São Paulo: Unisanta, 2019.
BORGNAKKE, C.; SONNTAG, R. E. Fundamentos da termodinâmica. 7. ed. São
Paulo: Edgard Blücher, 2009.
CANTON, P. R.; NETTO, L. F. Apontamentos de transferência de massa. São Paulo:
Unisanta, 2018.
COOMBES, R. G., MOODIE, R. B e SCHOFIELD, K. Electrophilic aromatic
substitution. Part I. The nitration of some reactive aromatic compounds in
concentrated sulphuric and perchloric acids. J. Chem. Soc. (B), 800-804, 1968.
ECKERT, R. E., MCLAUGHLIN, C. M e RUSHTON, J. H. Liquid-liquid interfacial
areas formed by turbine impellers in baffled, cylindrical mixing tanks. AIChe
Journal, 1985.
FELDER, R. M.; ROUSSEAU, R. W. Princípios elementares dos processos
químicos. 3. ed. São Paulo: Gen LTC, 2004.
FOGLER, H. S. Elementos de engenharia das reações químicas. 4. ed. São Paulo:
Gen LTC, 2009.
FRISTAM, P. Catálogos para seleção de bombas de deslocamento positivo.
Middleton, 2005.
152
GIROTO, J. A.; MORAES Jr. D. Oxidação da vitamina C quando submetida à
agitação em um tanque tipo Rushton. 1º Congresso Brasileiro de Engenharia Química
Iniciação Científica, 1995.
GOMIDE, R. Estequiometria industrial. 3. ed. São Paulo: R. Gomide, 1984.
GOMIDE, R. Operações unitárias: transferência de massa. 1. Ed. São Paulo: R.
Gomide, 1988. V. 4.
GOULDS, P. Catálogos para seleção de bombas centrífugas. New York, 2007.
HOOPER, W. The two-K method predicts head losses in piping fittings. Chemical
Engineering Deskbook. New York: McGraw-Hill, 1981.
LUDWIG, E. E. Applied process design for chemical and petrochemical plants. 3.
ed. Burlington: Gulf Publising, 1999. V. 1.
LUDWIG, E. E. Applied process design for chemical and petrochemical plants. 3.
ed. Burlington: Gulf Publising, 2001. V. 3.
KERN, D. Q. Process heat transfer. New York: McGraw-Hill, 1950.
KOWAL, G. Quick calculation for holdups in horizontal tanks. Chemical
Engineering Deskbook. New York: McGraw-Hill, 1973. p. 94.
MCCABE, W. L.; SMITH, J. C.; HARRIOTT, P. Unit operations of chemical
engineering. 7. ed. New York: McGraw-Hill, 2005.
MORAES Jr., D; MORAES, M. S. Laboratório de operações unitárias I. São Paulo,
2011.
MORAES Jr., D; MORAES, M. S. Laboratório de operações unitárias II. São Paulo,
2012.
153
MORAES Jr., D; MORAES, M. S. Laboratório de operações unitárias III. São
Paulo, 2018.
OLAH, G. A., MALHOTRA, R e NARANG, S. C. Nitration – methods and
mechanisms. VCH publishers, New York, 1989.
OTHMER, K. Nitration. Em Encyclopedia of Chemical Technology. 4. Ed. New York:
John Wiley & Sons, 1996.Vol. 17.
PEDROSA, L.L. Efeito de Condições Processuais na Extração Líquido-Líquido do
Processo de Produção de Nitrobenzeno. Dissertação de Mestrado. Faculdade de
Ciências e Tecnologias da Universidade de Coimbra. Portugal, 2016.
PEREIRA, F. N. Projetos de trocadores de calor. 2. ed. São Paulo: Comunnicar, 2018.
PEREIRA, F. N.; SEGUIM, M. C. Projetos químicos e petroquímicos:
movimentação de fluidos. 2. ed. São Paulo: Comunnicar, 2012.
PERRY, R. H.; GREEN, D. Perry’s chemical engineers’ handbook. 8. ed. New York:
McGraw-Hill, 2008.
RAZUK, P.C. Troca de Calor em Tanques Agitados, UNESP – Bauru, 2006.
REID, R. C.; PRAUSNITZ, J. M.; POLING, B. E. The properties of gases & liquids.
4. ed. New York: McGraw-Hill, 1987.
SANTOS, P. A. Q. O. Nitração de Compostos Aromáticos: Transferência de Massa
e Reação Química. Tese de Doutorado. Faculdade de Ciências e Tecnologias da
Universidade de Coimbra. Portugal, 2005.
TREVISAN, M. Manual termotécnico. 6. ed. São Paulo: IBEC, 1988.
154
ANEXOS
ANEXO A – Conversão de Unidades (TREVISAN, 1988)
Tabela A.1 – Conversão de unidades de comprimento
Tabela A.2 – Conversão de unidades de massa
155
Tabela A.3 – Conversão de unidades de velocidade
Tabela A.4 – Conversão de unidades de massa específica (densidade)
Tabela A.5 – Conversão de unidades de força
Tabela A.6 – Conversão de unidades de pressão
156
Tabela A.7 – Conversão de unidades de potência
157
Tabela A.8 – Conversão de unidades de energia e trabalho
Tabela A.9 – Conversão de unidades de entalpia específica
Tabela A.10 – Conversão de unidades de viscosidade dinâmica
158
Tabela A.11 – Conversão de unidades de condutividade térmica
Tabela A.12 – Conversão de unidades de coeficiente de transmissão de calor
159
ANEXO B – Densidade de Soluções de Ácido Sulfúrico (PERRY &
GREEN, 2008)
Tabela B.1 – Densidade (kg/L) de diferentes composições de soluções de ácido sulfúrico a 1 atm
(continua)
160
Tabela B.1 – Densidade (kg/L) de diferentes composições de soluções de ácido sulfúrico a 1 atm (continuação)
161
ANEXO C – Densidade da Água Líquida Saturada (PERRY &
GREEN, 2008)
Tabela C.1 – Densidade (kg/m³) da água líquida saturada do ponto triplo ao ponto crítico a 1 atm
162
ANEXO D – Pressão de Vapor de Soluções Aquosas de Ácido
Sulfúrico (PERRY & GREEN, 2008)
Tabela D.1 – Pressão total de vapor (bar) de soluções aquosas de ácido sulfúrico
163
ANEXO E – Propriedades Termodinâmicas da Água Saturada
(BORGNAKKE & SONNTAG, 2009)
Tabela E.1 – Propriedades termodinâmicas da água
(continua)
164
Tabela E.1 – Propriedades termodinâmicas da água (continuação)
165
ANEXO F – Coeficiente de Souders (GOMIDE, 1988)
166
ANEXO G – Número de Potência (MORAES Jr. & MORAES,
2011)
167
ANEXO H – Seleção de Motor Elétrico (PEREIRA & SEGUIM,
2012)
Tabela H.1 – Motores disponíveis no mercado para seleção
168
ANEXO I – Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador Casco e
Tubos (PEREIRA, 2018)
1. Balanço Térmico
( )
( )
2. LMTD e Fator Termodinâmico
( ) ( )
[
( )
( )
]
}
3. Estimativa do Coeficiente Global
Estimar um valor para UD baseado nos ANEXOS K, L e M.
4. Estimativa da Área de Troca Térmica
5. Localização dos Fluidos
Selecionar a localização dos fluidos de acordo com as seguintes regras:
- Fluido perigoso: alocar nos tubos.
- Fluido incrustante: alocar nos tubos.
- Fluido que requer material mais nobre: alocar nos tubos.
- Fluido água de torre de resfriamento: alocar nos tubos.
- Fluido em alta pressão (maior que 750 psig) alocar nos tubos.
- Fluido viscoso: alocar no casco.
- Fluido com menor incrustação: alocar no casco.
- Fluido com baixa vazão de escoamento: alocar no casco.
169
6. Escolha e Arranjo dos Tubos
Selecionar os tubos de acordo com o ANEXO N.
Selecionar o pitch, sendo o valor mais comum o pitch triangular 30°.
7. Número de Tubos por Passe
̇
8. Número de Passes nos Tubos e Número de Tubos Provisório
9. Escolha do Diâmetro do Casco e Número de Tubos Definitivo
Selecionar o diâmetro do casco e o número de tubos definitivo de acordo com o
ANEXO O.
Selecionar o diâmetro equivalente do cascode acordo com o ANEXO P.
10. Número de Chicanas
Selecionar o espaçamento de chicanas ⁄
11. Rating do Trocador
TUBOS CASCO
170
( )
⁄
(
)
( )
⁄
(
)
Para água de resfriamento no tubo
( )
Para vapor de aquecimento h = 1500
12. Coeficiente Global Limpo
13. Fator de Incrustação
Se o Rd calculado for maior que o Rd encontrado na literatura, o trocador está
termicamente aceito.
14. Perda de Carga
TUBOS CASCO
( )
171
Para vapor de aquecimento ΔPvapor = ½ · ΔPcalculado
ΔPlíquido < 10 psi
ΔPgás < 2 psi
Tabela I. 1 – Nomenclatura empregada no roteiro de cálculo de trocadores casco e tubos
SÍMBOLO NOMENCLATURA UNIDADE
ALFABETO ROMANO
Área da seção transversal de um tubo in²
Área superficial de um tubo por comprimento ft²/ft
A Área de troca térmica ou de escoamento ft²
B Espaçamento entre as chicanas In
cP Calor específico do fluido na temperatura média BTU/lb.°F
Distância entre as paredes de tubos adjacentes in
D Diâmetro do tubo in
Ds Diâmetro interno do casco in
De; de Diâmetro equivalente do casco ft; in
F Fator de atrito de Fanning ft²/in²
FT Fator termodinâmico de correção do LMTD Adimensional
G
Velocidade mássica ou vazão mássica por
unidade de área
lb/h.ft²
hi Coeficiente de película interno BTU/h.ft².°F
hio Coeficiente de película interno corrigido BTU/h.ft².°F
ho Coeficiente de película externo BTU/h.ft².°F
K Condutividade térmica BTU/h.ft.°F
L Comprimento total do tubo ft
Comprimento equivalente do trocador ft
LMTD Média logarítmica das diferenças de temperatura °F
N Número de passes no lado dos tubos Adimensional
N Número de chicanas Adimensional
Nt Número total de tubos do trocador Adimensional
Número de tubos por passe Adimensional
Número total de tubos provisório Adimensional
P Parâmetro para determinação do FT Adimensional
Pr Número de Prandtl Adimensional
Pt Distância centro a centro de tubos adjacentes in
Q Taxa de calor BTU/h
R Parâmetro para determinação do FT Adimensional
Rd Fator de incrustação h.ft².°F/BTU
Re Número de Reynolds Adimensional
S Número de passes no lado do casco Adimensional
(continua)
172
Tabela I.1 – Nomenclatura empregada no roteiro de cálculo de trocadores casco e tubos (continuação)
SÍMBOLO NOMENCLATURA UNIDADE
ALFABETO ROMANO
t1 Temperatura de entrada do fluido frio °F
t2 Temperatura de saída do fluido frio °F
T1 Temperatura de entrada do fluido quente °F
T2 Temperatura de saída do fluido quente °F
UC
Coeficiente global de transferência de calor
limpo
BTU/h.ft².°F
UD Coeficiente global de transferência de calor sujo BTU/h.ft².°F
̇ Vazão volumétrica ft³/s
V Velocidade média de escoamento ft/s
W Vazão mássica lb/h
ALFABETO GREGO
δ Densidade relativa Adimensional
ΔH Variação de entalpia ou calor latente BTU/lb
ΔP Perda de carga por atrito psi
µ Viscosidade dinâmica ou absoluta lb/h.ft
Ρ Densidade do fluido na temperatura média lb/ft³
Fator de correção da viscosidade (µ/µw) Adimensional
SUBSCRITOS
i Referente ao lado interno (inside)
o Referente ao lado externo (outside)
s Referente ao lado do casco (shell)
t Referente ao lado dos tubos (tubes)
w Referente à parede do tubo (wall)
173
ANEXO J – Fator de Correção do LMTD (TEMA, 1949)
174
ANEXO K – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica
(LUDWIG, 2001)
Tabela K.1 - Coeficiente global de troca térmica para aquecimento e resfriamento
175
Tabela K.2 - Coeficiente global de troca térmica para condensação
Tabela K.3 - Coeficiente global de troca térmica para refervimento
176
ANEXO L – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica
(KERN, 1950)
Tabela L.1 - Coeficiente global de troca térmica para diversas aplicações
177
ANEXO M – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica
(BELL, 1978)
Tabela M.1 - Coeficiente global de troca térmica para diversas aplicações
Fluido 1 Fluido 2
Fouling total, Rd
h.ft².°F/BTU
Coeficiente Global, UD
BTU/h.ft².°F
Água
Água 0,0015 250-300
Gás (10 psig) 0,001 15-20
Gás (100 psig) 0,001 30-40
Gás (1000 psig) 0,001 60-100
Orgânico leve (líquido) 0,0015 125-175
Orgânico médio (líquido) 0,002 75-125
Orgânico pesado (líquido) 0,0025 40-75
Orgânico muito pesado
(líquido):
Aquecimento
Resfriamento
0,004
0,004
40-75
5-15
Condensando:
Vapor orgânico leve (puro)
Vapor orgânico médio
(puro)
Vapor orgânico pesado
(puro)
0,001
0,001
0,001
150-200
100-150
75-100
Vapor
Água 0,001 300-400
Gás (10 psig) 0,0005 15-20
Gás (100 psig) 0,0005 35-45
Gás (1000 psig) 0,0005 70-110
Orgânico leve (líquido) 0,001 135-190
Orgânico médio (líquido) 0,0015 80-135
Orgânico pesado (líquido) 0,002 45-80
Orgânico muito pesado
(líquido)
0,0035 15-45
Orgânico leve (líquido)
Orgânico leve (líquido) 0,002 100-130
Orgânico médio (líquido) 0,0025 70-100
Orgânico pesado (líquido):
Aquecimento
Resfriamento
0,003
0,003
40-75
25-50
Orgânico muito pesado
(líquido):
Aquecimento
Resfriamento
0,004
0,004
20-50
5-25
Orgânico médio
(líquido)
Orgânico médio (líquido) 0,003 50-80
Orgânico pesado (líquido):
Aquecimento
Resfriamento
0,0035
0,0035
30-50
15-35
Orgânico muito pesado
(líquido):
Aquecimento
Resfriamento
0,0045
0,0045
15-30
5-25
Gás (10 psig)
Gás (10 psig) 0 10-15
Gás (100 psig) 0 15-20
Gás (1000 psig) 0 15-25
Gás (100 psig)
Gás (100 psig) 0 20-30
Gás (1000 psig) 0 25-35
Gás (1000 psig) Gás (1000 psig) 0 35-60
178
ANEXO N – Dados de Tubos para Trocadores Casco e Tubos
(KERN, 1950)
Tabela N.1 – Dados de tubos de trocadores de calor
179
ANEXO O – Contagem de Tubos (ARAÚJO, 2002)
Tabela O.1 – Contagem de tubos para trocadores casco e tubos
(continua)
180
Tabela O.1 – Contagem de tubos para trocadores casco e tubos (continuação)
(continua)
181
Tabela O.1 – Contagem de tubos para trocadores casco e tubos (continuação)
182
ANEXO P – Diâmetro Equivalente do Casco de Trocador de
Calor (LUDWIG, 2001)
Tabela P.1 – Diâmetro equivalente do casco em função do arranjo dos tubos
183
ANEXO Q - Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador
Duplo-Tubo (PEREIRA, 2018)
1. Balanço Térmico
( )
( )
2. LMTD
( ) ( )
[
( )
( )
]
3. Áreas de escoamento do tubo e do anel
Tubo Anel
⁄
⁄
⁄
( )4. Localização dos fluidos
O fluido com maior vazão será alocado na maior área de escoamento para
minimizar a perda de carga.
184
5. Coeficientes de película interno e externo
Tubo Anel
⁄
⁄
(
) ( )
( )
(
)
( ⁄ )
⁄
(
)
⁄
⁄
(
) ( )
( )
(
)
6. Resistência a condução do tubo
( ⁄ ) ( )⁄
7. Coeficientes globais de troca térmica limpo e sujo
( ⁄ )⁄
( ⁄ )
8. Área de troca térmica requerida
185
9. Comprimento total do tubo
10. Número de grampos
( )⁄
11. Queda de pressão
Tubo Anel
( ⁄ )
( )
( )
( ⁄ )
( )
186
Tabela Q. 1 – Nomenclatura empregada no roteiro de cálculo de trocadores duplo tubo
SÍMBOLO NOMENCLATURA UNIDADE
ALFABETO ROMANO
Área de troca térmica ou de escoamento (com subscrito) ft²
Calor específico do fluido na temperatura média BTU/lb.°F
d ; D Diâmetro interno do tubo in ; ft
Diâmetro externo do tubo in ; ft
Diâmetro interno do anel in ; ft
Diametro equivalente do anel para transmissão de calor ft
Diâmetro equivalente do anel para queda de pressão ft
Ds Diâmetro interno do casco in
F Fator de atrito de Fanning Admensional
G Aceleração da gravidade ( ) ft/h²
G
Velocidade mássica ou vazão mássica por unidade de
área
lb/h.ft²
hi Coeficiente de película interno (tubo) BTU/h.ft².°F
hio Coeficiente de película interno corrigido (tubo) BTU/h.ft².°F
ho Coeficiente de película externo (anel) BTU/h.ft².°F
K Condutividade térmica BTU/h.ft.°F
L Comprimento equivalente do trocador ft
Comprimento total necessário ao serviço térmico ft
LMTD Média logarítmica das diferenças de temperatura °F
N Número de grampos (trocadores) Admensional
Pr Número de Prandtl Admensional
Q Taxa de calor BTU/h
Fator de Incrustação (fouling) h.ft².°F/BTU
Resistência à condução da parede do tubo h.ft².°F/BTU
Número de Reynolds do anel para transmissão de calor Admensional
Número de Reynolds do anel para queda de pressão Admensional
Número de Reynolds do tubo Admensional
Temperatura de entrada do fluido frio °F
Temperatura de saída do fluido frio °F
Temperatura de entrada do fluido quente °F
Temperatura de saída do fluido quente °F
Coeficiente global de transferência de calor limpo BTU/h.ft².°F
Coeficiente global de transferência de calor (projeto) BTU/h.ft².°F
v Velocidade média de escoamento ft/h
w Vazão mássica lb/h
(continua)
187
Tabela Q. 1 – Nomenclatura empregada no roteiro de cálculo de trocadores duplo tubo (continuação)
ALFABETO GREGO
δ Densidade relativa Admensional
F Perda de carga por atrito (coluna de líquido) ft de líquido
H Variação de entalpia ou calor latente BTU/lb
P Perda de carga por atrito (queda de pressão) psi
Ptotal Perda de carga por atrito total no anel (queda de pressão) psi
μ Viscosidade dinâmica ou absoluta lb/h.ft
ρ Densidade do fluido na temperatura média lb/ft³
SUBSCRITOS
a Refere-se ao lado do anel (annulus)
r Refere-se ao retorno (curvas)
t Refere-se ao lado do tubo (tube)
w Refere-se à parede do tubo (wall)
188
Tabela Q. 2 - Dimensões de tubos de aço IPS (KERN, 1950)
Tamanho do
Tubo
nominal
IPS (in)
DE
(in)
Sch
DI
(in)
Área de
escoamento
por tubo
(in²)
Área por ft
linear
(ft²/ft)
Peso por ft
linear
(lb de aço)
Externa Interna
1/8 0,405
40*
80†
0,269
0,215
0,058
0,036
0,106
0,070
0,056
0,25
0,32
¼ 0,540
40
80
0,364
0,302
0,104
0,072
0,141
0,095
0,079
0,43
0,54
3/8 0,675
40
80
0,493
0,423
0,192
0,141
0,177
0,129
0,111
0,57
0,74
½ 0,840
40
80
0,622
0,546
0,304
0,235
0,220
0,163
0,143
0,85
1,09
¾ 1,05
40
80
0,824
0,742
0,534
0,432
0,275
0,216
0,194
1,13
1,48
1 1,32
40
80
1,049
0,957
0,864
0,718
0,344
0,274
0,250
1,68
2,17
1 ¼ 1,66
40
80
1,380
1,278
1,50
1,28
0,435
0,362
0,335
2,28
3,00
1 ½ 1,90
40
80
1,610
1,500
2,04
1,76
0,498
0,422
0,393
2,72
3,64
2 2,38
40
80
2,067
1,939
3,35
2,95
0,622
0,542
0,508
3,66
5,03
2 ½ 2,88
40
80
2,469
2,323
4,79
4,23
0,753
0,647
0,609
5,80
7,67
3 3,50
40
80
3,068
2,900
7,38
6,61
0,917
0,804
0,760
7,58
10,3
4 4,50
40
80
4,026
3,826
12,7
11,5
1,178
1,055
1,002
10,8
15,0
6 6,625
40
80
6,065
5,761
28,9
26,1
1,734
1,590
1,510
19,0
28,6
(continua)
189
Tabela Q. 2 - Dimensões de tubos de aço IPS (continuação)
Tamanho do
Tubo
nominal
IPS (in)
DE
(in)
Sch
DI
(in)
Área de
escoamento
por tubo
(in²)
Área por ft
linear
(ft²/ft)
Peso por ft
linear
(lb de aço)
Externa Interna
8 8,625
40
80
7,981
7,625
50,0
45,7
2,258
2,090
2,000
28,6
43,4
10 10,75
40
80
10,02
9,75
78,8
74,6
2,814
2,62
2,55
40,5
54,8
12 12,75 30 12,09 115 3,338 3,17 43,8
14 14,0 30 13,25 138 3,665 3,47 54,6
16 16,0 30 15,25 183 4,189 4,00 62,6
18 18,0 20§ 17,25 234 4,712 4,52 72,7
20 20,0 20 19,25 291 5,236 5,05 78,6
22 22,0 20§ 21,25 355 5,747 5,56 84,0
24 24,0 20 23,5 425 6,283 6,09 94,7
Comumente conhecido como padrão ٭
† Comumente conhecido como extrapesado
§ Aproximadamente
190
ANEXO R – Velocidades Recomendadas para Tubulações
(LUDWIG, 1999)
Tabela R. 1 – Velocidades recomendadas para alguns fluidos
Tabela R. 2 – Velocidades recomendadas para alguns fluidos
191
Tabela R. 3 – Velocidades recomendadas para alguns fluidos
192
ANEXO S – Dados de Tubulações (PEREIRA & SEGUIM, 2012)
Tabela S.1 – Dados para dimensionamento de tubulações
Diâmetro
Nominal (in)
Diâmetro
Externo (in)
Schedule n°
Espessura da
Parede (in)
Diâmetro
Interno (in)
Peso
(lb/ft)
⁄ 0,405
10S 0,049 0,307 0,19
40ST, 40S 0,068 0,269 0,24
80XS, 80S 0,095 0,215 0,31
⁄ 0,54
10S 0,065 0,410 0,33
40ST, 40S 0,088 0,364 0,42
80XS, 80S 0,119 0,302 0,54
⁄ 0,675
10S 0,065 0,545 0,42
40ST, 40S 0,091 0,493 0,57
80XS, 80S 0,126 0,423 0,74
⁄ 0,84
5S 0,065 0,710 0,54
10S 0,083 0,674 0,67
40ST, 40S 0,109 0,622 0,85
80XS, 80S 0,147 0,546 1,09
160 0,188 0,464 1,31
XX 0,294 0,252 1,71
⁄ 1,05
5S 0,065 0,920 0,69
10S 0,083 0,884 0,86
40ST, 40S 0,113 0,824 1,13
80XS, 80S 0,154 0,742 1,47
160 0,219 0,612 1,94
XX 0,308 0,434 2,44
1 1,315
5S 0,065 1,185 0,87
10S 0,109 1,097 1,40
40ST, 40S 0,133 1,049 1,68
80XS, 80S 0,179 0,957 2,17
160 0,250 0,815 2,84
XX 0,358 0,599 3,66
⁄ 1,66
5S 0,065 1,530 1,11
10S 0,109 1,442 1,81
40ST, 40S 0,140 1,380 2,27
80XS, 80S 0,191 1,278 3,00
160 0,250 1,160 3,76
XX 0,382 0,896 5,21
⁄ 1,9
5S 0,065 1,770 1,28
10S 0,109 1,682 2,09
40ST, 40S 0,145 1,6102,72
80XS, 80S 0,200 1,500 3,63
160 0,281 1,338 4,86
XX 0,400 1,100 6,41
(continua)
193
Tabela S.1 – Dados para dimensionamento de tubulações (continuação)
Diâmetro
Nominal (in)
Diâmetro
Externo (in)
Schedule n°
Espessura da
Parede (in)
Diâmetro
Interno (in)
Peso
(lb/ft)
2 2,375
5S 0,065 2,245 1,61
10S 0,109 2,157 2,64
40ST, 40S 0,154 2,067 3,65
80XS, 80S 0,218 1,939 5,02
160 0,344 1,687 7,46
XX 0,436 1,503 9,03
3 3,5
5S 0,083 3,334 3,03
10S 0,120 3,260 4,33
40ST, 40S 0,216 3,068 7,58
80XS, 80S 0,300 2,900 10,25
160 0,438 2,624 14,31
XX 0,600 2,300 18,58
4 4,5
5S 0,083 4,334 3,92
10S 0,120 4,260 5,61
40ST, 40S 0,237 4,026 10,79
80XS, 80S 0,337 3,826 14,98
120 0,438 3,624 18,98
160 0,531 3,438 22,52
XX 0,674 3,152 27,54
6 6,625
5S 0,109 6,407 7,60
10S 0,134 6,357 9,29
40ST, 40S 0,280 6,065 18,97
80XS, 80S 0,432 5,761 28,57
120 0,562 5,501 36,42
160 0,719 5,187 45,34
XX 0,864 4,897 53,16
8 8,625
5S 0,109 8,407 9,93
10S 0,148 8,329 13,40
20 0,250 8,125 22,36
30 0,277 8,071 24,70
40ST, 40S 0,322 7,981 28,55
60 0,406 7,813 35,66
80XS, 80S 0,500 7,625 43,39
100 0,594 7,437 50,93
120 0,719 7,187 60,69
140 0,812 7,001 67,79
XX 0,875 6,875 72,42
160 0,906 6,813 74,71
10 10,75
5S 0,134 10,842 15,19
10S 0,165 10,420 18,65
20 0,250 10,250 28,04
30 0,307 10,136 34,24
40ST, 40S 0,365 10,020 40,48
(continua)
194
Tabela S.1 – Dados para dimensionamento de tubulações (continuação)
Diâmetro
Nominal (in)
Diâmetro
Externo (in)
Schedule n°
Espessura da
Parede (in)
Diâmetro
Interno (in)
Peso
(lb/ft)
10 10,75
80S, 60XS 0,500 9,750 54,74
80 0,594 9,562 64,40
100 0,719 9,312 77,00
120 0,844 9,062 89,27
140, XX 1,000 8,750 104,13
160 1,125 8,500 115,65
12 12,75
5S 0,156 12,438 20,98
10S 0,180 12,390 24,17
20 0,250 12,250 33,38
30 0,330 12,090 43,77
ST, 40S 0,375 12,000 49,56
40 0,406 11,938 53,56
XS, 80S 0,500 11,750 65,42
60 0,562 11,626 73,22
80 0,688 11,374 88,57
100 0,844 11,062 107,29
120, XX 1,000 10,750 125,49
140 1,125 10,500 139,68
14 14
5S 0,156 13,688 23,07
10S 0,188 13,624 27,73
10 0,250 13,500 36,71
20 0,312 13,376 45,68
30, ST 0,375 13,250 54,57
40 0,438 13,124 63,37
XS 0,500 13,000 72,09
60 0,594 12,812 85,01
80 0,750 12,500 106,13
100 0,938 12,124 130,79
120 1,094 11,812 150,76
140 1,250 11,500 170,22
160 1,406 11,188 189,15
16 16
5S 0,165 15,670 27,90
10S 0,188 15,624 31,75
10 0,250 15,500 42,05
20 0,312 15,376 52,36
30, ST 0,375 15,250 62,58
40, XS 0,500 15,000 82,77
60 0,656 14,688 107,54
80 0,844 14,312 136,58
100 1,031 13,938 164,86
120 1,219 13,562 192,40
140 1,438 13,124 223,57
160 1,594 12,812 245,22
(continua)
195
Tabela S.1 – Dados para dimensionamento de tubulações (continuação)
Diâmetro
Nominal (in)
Diâmetro
Externo (in)
Schedule n°
Espessura da
Parede (in)
Diâmetro
Interno (in)
Peso
(lb/ft)
18 18
5S 0,165 17,670 31,43
10S 0,188 17,624 35,76
10 0,250 17,500 47,39
20 0,312 17,376 59,03
ST 0,375 17,250 70,59
30 0,438 17,124 82,06
XS 0,500 17,000 93,45
40 0,562 16,876 104,76
60 0,750 16,500 138,17
80 0,938 16,124 170,84
100 1,156 15,688 208,00
120 1,375 15,250 244,14
140 1,562 14,876 274,30
160 1,781 14,438 308,55
20 20
5S 0,188 19,624 39,78
10S 0,218 19,564 46,06
10 0,250 19,500 52,73
20, ST 0,375 19,250 78,60
30, XS 0,500 19,000 104,13
40 0,594 18,812 123,06
60 0,812 18,376 166,50
80 1,031 17,938 208,92
100 1,281 17,438 256,15
120 1,500 17,000 296,37
140 1,750 16,500 341,10
160 1,969 16,062 379,14
24 24
5S 0,218 23,564 55,37
10, 10S 0,250 23,500 63,41
20, ST 0,375 23,250 94,62
XS 0,500 23,000 125,49
30 0,562 22,876 140,80
40 0,688 22,624 171,17
60 0,969 22,062 238,29
80 1,219 21,562 296,53
100 1,531 20,938 367,45
120 1,812 20,376 429,50
140 2,062 19,876 483,24
160 2,344 19,312 542,09
30 30
5S 0,250 29,500 79,43
10, 10S 0,312 29,376 98,93
ST 0,375 29,250 118,65
20, XS 0,500 29,000 157,53
30 0,625 28,750 196,08
196
ANEXO T – Fatores para o Método dos 2K (HOOPER, 1981)
Tabela T.1 – Fatores K para acessórios de tubulação
Acessórios K1 K∞
Curvas
90°
Standard (R/D = 1), rosca 800 0,40
Standard (R/D = 1), flange / soldado 800 0,25
Raio longo (R/D = 1,5), todos os tipos 800 0,20
Curva com gomos
(R/D = 1,5)
1 solda (90° ângulo) 1000 1,15
2 soldas (45° ângulo) 800 0,35
3 soldas (30° ângulo) 800 0,30
4 soldas (22 ½° ângulo) 800 0,27
5 soldas (18° ângulo) 800 0,25
45°
Standard (R/D = 1), todos os tipos 500 0,20
Raio longo (R/D = 1,5), todos os tipos 500 0,15
1 solda, 45° ângulo 500 0,25
2 soldas, 22 ½° ângulo 500 0,15
180°
Standard (R/D =1), rosca 1000 0,60
Standard (R/D = 1), flange / soldado 1000 0,35
Raio longo (R/D = 1,5), todos os tipos 1000 0,30
Tês
Usado como curva
Standard, rosca 500 0,70
Raio longo, rosca 800 0,40
Standard, flange ou rosca 800 0,80
Stub-in-type branch 1000 1,00
Passagem reta tê
Rosca 200 0,10
Flange ou solda 150 0,15
Stub-in-type branch 100 0,00
Válvulas
Gaveta, Esfera, Plug
Full line size, β = 1,0 300 0,10
Reduced trim, β = 0,9 500 0,15
Reduced trim, β = 0,8 1000 0,25
Globo, standard 1500 4,00
Globo, angular 1000 2,00
Diafragma 1000 2,00
Borboleta 800 0,25
Retenção
de portinhola 2000 10,00
de mola 1500 1,50
de disco 1000 0,50
Tabela T.2 – Fatores K para entrada e saída de tubulação
Acessórios K1 K∞
Entrada
Normal 160 0,50
Borda K = 1,00
Saída 0 1,00
A equação se torna
197
ANEXO U – Rugosidade de Tubulações (LUDWIG, 1999)
Tabela U.1 – Rugosidade para diferentes tipos de tubulações
Material
Rugosidade
ε (ft) ε (mm)
Aço carbono ou comercial 0,00015 0,0457
Ferro galvanizado 0,0005 0,1524
Aço inox 0,00005 0,0152
Ferro fundido 0,00085 0,259
PVC 0,000015 0,0045
Alumínio 0,000005 0,0015
Hastelloy C 0,0001 0,03
Inconell 600 0,0001 0,03
Monel 0,0001 0,03
Níquel 0,0001 0,03
Tubing (cobre ou aço) 0,000005 0,0015
Vidro 0,0000005 0,0001
FRP 0,00005 0,0152Mais conteúdos dessa disciplina
ATIVIDADE 2 PLANEJAMENTO DA AÇÃO EXTENSIONISTA LUCILENE- Eventos e Valores do Scrum
- GESTÃO DE PROJETOS - UNIFATECIE - Resumo
- prova gerenciamneto de projeto_cópia
- A1 - CLIQUE AQUI PARA REALIZAR A ATIVIDADE DE ESTUDO 01 - PRAZO FINAL_ 08_06_2026_ Revisão da tentativa _ EAD UNIFATECIE2
- A1 - CLIQUE AQUI PARA REALIZAR A ATIVIDADE DE ESTUDO 01 - PRAZO FINAL_ 08_06_2026_ Revisão da tentativa _ EAD UNIFATECIE1
- A1 - CLIQUE AQUI PARA REALIZAR A ATIVIDADE DE ESTUDO 01 - PRAZO FINAL_ 08_06_2026_ Revisão da tentativa _ EAD UNIFATECIE
- A1 - CLIQUE AQUI PARA REALIZAR A ATIVIDADE DE ESTUDO 01 - PRAZO FINAL_ 08_06_2026_ Revisão da tentativa _ EAD UNIFATECIE3
- A1 - CLIQUE AQUI PARA REALIZAR A ATIVIDADE DE ESTUDO 01 - PRAZO FINAL_ 08_06_2026_ Revisão da tentativa _ EAD UNIFATECIE4
- Qual é a principal função de uma Matriz de Rastreabilidade de Requisitos? Medir o desempenho de custo do projeto. Garantir que cada requisito do proje
- Observe as afirmativas a seguir: I- A abertura formal do Projeto é feita por meio do Termo de Abertura do Projeto Il - Uma vez aprovado o Termo de ...
- As crenças intermediárias falam de ... Questão 2Resposta a. Intermediação entre consciente e inconsciente. b. Crenças que estão entre as funcio...
- Como é designado o caminho, através de uma rede, com o maior cumprimento? Clique na sua resposta abaixo Caminho Principal. Caminho Seguro. Caminho Crí
- A respeito do projeto pedagógico, instrumento de reflexão que permite a elaboração de metas e ações para a instituição, assinale a opção correta. A ig
- 05:03 LTE2 Voi) 76% A construção de um projeto de vida é um processo complexo e desafiador, mas, também, extremamente gratificante. É um processo d...
- Durante o planejamento de uma mudança residencial, o Personal Organizer deve priorizar:? Embalar todos os itens sem categorização. Realizar a mudança
- É CORRETO AFIRMAR, QUE O PERITO JUDICIAL DEVE ATENDER AS SEGUINTES CARACTERÍSTICAS: Question 1Select one: a. Possuir atribuições conforme formação b.
- Pergunta 1. A limpeza e preparação do terreno é uma etapa muito importante, não fica restrita, à capina e roçagem, envolve delimitação planialtimét...
- Disciplina: 103482 - TECNOLOGIA EDUCACIONAL Prova Online Confira as questões e, no final, clique em CONFIRMAR: Questão 10 Em se tratando dos quatro...
- Quais são as três dimensões fundamentais da gestão de projetos
- Quais são os principais grupos de processos no gerenciamento de projetos segundo o PMI?
- Qual é o principal objetivo da gestão de projetos nas organizações públicas?
- NOTAS DE AULA- IMPORTANCIA DA ANALISE DE SEMENTES E CQE
- Q16 - Questionário Aula 16_ 2020 - Agosto_Setembro - Fundamentos Antropológicos para o Serviço Social