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EDUARDO HENRIQUE GUERINI
UTILIZAÇÃO DO REJEITO DAS CABINES DE PINTURA
PARA GERAR ELETRICIDADE E PRODUZIR VAPOR
Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado à Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo para obtenção
do título de Mestre Profissional em
Engenharia Automotiva.
São Paulo
2005
EDUARDO HENRIQUE GUERINI
UTILIZAÇÃO DO REJEITO DAS CABINES DE PINTURA
PARA GERAR ELETRICIDADE E PRODUZIR VAPOR
Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado à Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo para obtenção
do título de Mestre Profissional em
Engenharia Automotiva.
Área de Concentração:
Engenharia Automotiva
Orientador:
Prof. Dr. Silvio de Oliveira Junior
São Paulo
2005
FICHA CATALOGRÁFICA
Guerini, Eduardo Henrique
Utilização do rejeito das cabines de pintura para gerar eletri- cidade e produzir vapor / E.H. Guerini. -- São Paulo, 2005.
131 p.
Trabalho de curso (Mestrado Profissionalizante em Engenharia Automotiva). Escola Politécnica da Universidade de São Paulo.
1.Gases de estufas 2.Emissão de poluentes 3.Consumo de energia 4.Rejeitos do processo de pintura I.Universidade de São Paulo. Escola Politécnica II.t.
“... tudo que é extraído do planeta é transformado em riquezas,.... deverão
estas riquezas ser utilizadas em benefício deste próprio planeta..., senão, causará
tamanho desequilíbrio que significará a extinção do todo.”
“Tudo o que é feito tem seu valor, cabe a nós todos sabermos o valor que cada
um pode tirar para si referente a sua contribuição no feito.”
“A essência do entendimento é diferente do que se vê, entendimento daquele
momento se torna o saber.”
Inspiração está no menor ponto da transpiração... Deus e seus Mentores
foram quem me deram a inspiração.
AGRADECIMENTOS
Agradecimento especial ao orientador Prof. Dr. Sílvio de Oliveira Junior pelas
competências fornecidas para o desenvolvimento deste trabalho assim como pela
amizade.
Agradeço aos Mestres da USP, que ao longo do Curso passaram-me
excelentes conhecimentos.
Meus sinceros agradecimentos a João Sidney Fernandes, Aires Guimarães,
Adalberto Fernandes, João Cristóvão, Paulo E. Carneiro, Natália Kavamura, Hideyo
Horioka, Elísio E. Sanches Fº, Cilene C. Leforte, Rinaldo D. Garcia e ao grupo
Químico de Preparação de Tintas, Luiz F. Pereira, Cláudio R. Davanço e ao grupo de
Manutenção Central, João B. Baldin e ao grupo de Engª Planejamento Industrial,
Angelino S. Reis e ao grupo de Manutenção da Fábrica, a Maurício C. Almeida e a
todos aqueles que diretamente ou indiretamente contribuíram, se comprometeram, e
interagiram fornecendo informações para engendrar este trabalho.
Ao Márcio Oliva Ferreira pelas informações na área de Engenharia Civil
especializada em projetos de cogeração.
Ao Dr. Antonio da Silva Ferreira pelas informações na área de Direito voltado
para projetos de cogeração e planta de potência.
À todos do meu departamento pelo suporte recebido.
Agradeço aos amigos Roberto Hirayama, Ricardo Urbano de Souza, Gyozo
Zoltan Dancskay e ao Eduardo Demarque pelos excelentes resultados obtidos juntos
ao longo do curso, assim como, pelas contribuições feitas para este trabalho.
Ao amigo Artur de Oliveira Rister e Família pelo grande apoio, e a Kátia
Manta Rister pelas informações das Normas Ambientais.
Agradeço, por ter aprendido sobre dedicação dentro de casa através de
exemplos dados pelos meus pais Hermes e Mércia, e a Denise, Abel, Felipe e a
Gabriela pelo apoio e motivação.
Agradeço a minha esposa Maria José e aos meus filhos Caroline e Guilherme
pelo carinho, amor e compreensão dados a mim ao longo deste curso.
Agradeço a Deus por me dar Energia para cumprir esta missão.
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS
LISTA DE TABELAS
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
LISTA DE SÍMBOLOS
LISTA DE ÍNDICES
1 INTRODUÇÃO ....................................................................................... 1
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................ 2
2.1 Introdução ........................................................................................ 2
2.2 Gás natural ....................................................................................... 3
2.3 Solventes .......................................................................................... 8
2.4 Tratamento de gases emitidos oriundos de processo industrial ..... 12
2.4.1 Oxidação Recuperativa: (Recuperative Thermal Oxidation; TO) . 15
2.4.2 Oxidação Catalítica: (Catalytic oxidation, CO) [38] ..................... 17
2.4.3 Oxidação estimulada eletricamente [38]........................................ 18
2.4.4 Oxidação Térmica Regenerativa “RTO” ....................................... 18
2.4.5 Adsorção: (adsorption) .................................................................. 21
2.4.6 Condensação .................................................................................. 26
2.5 Planta de potência, Ciclo Rankine [3]............................................ 28
2.5.1 Avaliação da transferência de calor e do trabalho [3] pg348 ........ 29
2.5.2 Ciclo Rankine Ideal [3].................................................................. 30
2.6 Gráfico temporal das reservas de petróleo e gás natural................ 32
2.7 Benefícios e Restrições ditados por Normas e Legislações
Brasileiras que abordam este tipo de projeto....................................................... 39
3 CONDIÇÕES ATUAIS: PLANTA DE SÃO JOSÉ DOS CAMPOS ... 43
3.1 Como funciona a Planta de SJC a qual possui o RTO ................... 43
3.2 Identificação dos rejeitos e hipóteses para São José dos Campos . 45
3.2.1 Proposta com Ciclo Rankine para São José dos Campos .............. 47
3.3 Modelo Matemático da proposta para São José dos Campos ........ 47
3.3.1 Cálculo da oferta de energia transferida para o Ciclo Rankine ..... 47
3.3.2 Cálculo do consumo de gás natural para a geração proposta sem
regeneração no RTO .......................................................................................... 48
3.3.3 Cálculo da vazão mássica de água do ciclo Rankine..................... 48
3.3.4 Balanço de massa e energia na turbina. ......................................... 48
3.3.5 Balanço de massa e energia na bomba........................................... 49
3.3.6 Balanço de massa e energia no condensador de água.................... 49
3.3.7 Cálculo da potência gerada no Ciclo Rankine ............................... 49
3.3.8 Eficiência Térmica do Ciclo Rankine............................................ 49
3.3.9 Vazão mássica de água do trocador de calor do condensador....... 49
3.4 Cálculo da relação Custo X Benefício para São José dos Campos 50
3.5 Comentários finais sobre a proposta para São José dos Campos... 50
4 ESTUDO DA PROPOSTA PARA SÃO CAETANO DO SUL............ 51
4.1 Introdução da figura esquemática da proposta para São Caetano do
Sul 51
4.2 Dados dos Consumos de Energia: Planta de São Caetano do Sul.. 53
4.2.1 Descrição detalhada dos fluxos de energia da planta de São
Caetano do Sul ................................................................................................... 54
4.3 Volumes de Ar e VOC da Planta de São Caetano Sul ................... 55
4.4 Cálculo estequiométrico da queima do rejeito da pintura da planta
de São Caetano do Sul para determinar a energia fornecida para a caldeira....... 58
4.4.1 Cálculo do volume de ar e da participação do VOC na reação ..... 58
4.4.2 Cálculo do volume de ar e da participação do GN na reação ........ 59
4.6 Quantidade total de energia fornecida para o fluido do ciclo
Rankine 62
4.7 Modelo Matemático da proposta para São Caetano do Sul ........... 62
4.7.1 Hipóteses para balizar os cálculos................................................... 62
5.1 Cálculo do preço do GN para figura atual ..................................... 64
5.2 Cálculo do preço do GN da proposta para São Caetano do Sul..... 65
5.3 Valores dos preços de energia elétrica atual e considerações ........ 66
5.4 Tempo de para obtenção e instalação dos equipamentos............... 67
5.5 Preços dos equipamentos da proposta para São Caetano do Sul ... 68
5.6 Resumo da análise financeira......................................................... 72
6 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES ............................................. 75
7 LISTA DE REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................ 78
ANEXO A TABELA DE ESTUDO DE VIABILIDADE ECONÔMICA
COM TMA=12% E CAPITAL PRÓPRIO................. Erro! Indicador não definido.
ANEXO B TABELA DE ESTUDO DE VIABILIDADE ECONÔMICA
COM TMA=12% MAIS EMPRÉSTIMO DE 40%.... Erro! Indicador não definido.
ANEXO C PREÇO DE GÁS NATURAL PLANKENGENHARIA............. 86
APÊNDICE I: Memorial de cálculo da proposta para SJC [7] ...................... 88
APÊNDICE II: Resultado dos cálculos para a proposta para SJC [7]............ 92
APÊNDICE III Determinação das entalpias de combustão do VOC ............. 93
APÊNDICE IV: Cálculo para equipamentos SCS [7] .................................. 119
APÊNDICE V Dados tabelados para cálculos da proposta em SCS.........Erro!
Indicador não definido.
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.4.1 Demonstrativo de oxidações de ar [37] ................................................. 14
Figura 2.4.1.1 Demonstrativo de oxidações de ar tipo TO [38]................................. 15
Figura 2.4.1.2 Diagrama esquemático de oxidador térmico TO [37] ........................ 16
Figura 2.4.2.1Diagrama esquemático e instalação de oxidador catalítico CO [38]... 17
Figura 2.4.3.1 Foto de instalações de oxidações de ar tipo RTO [38] ....................... 19
Figura 2.4.3.2 Ilustração esquemática de RTO [38] .................................................. 20
Figura 2.4.4.1 Porcentagem de adsorção para alguns solventes [37]......................... 21
Figura 2.4.4.2 Ilustração esquemática de roda adsorção [37] .................................... 23
Figura 2.4.4.3 Foto de instalações de rodas de adsorção [38].................................... 24
Figura 2.4.4.4 Diagrama esquemático de roda de adsorção com sistema de
recuperação de solvente [38].............................................................................. 25
Figura 2.4.4.5 Diagrama esquemático de roda de adsorção com oxidação
recuperativa [38] ................................................................................................ 25
Figura 2.4.5.1 Gráfico de estado de saturação, diferentes solventes [37].................. 26
Figura 2.4.5.2 Ilustração esquemática processo de condensação [37]....................... 27
Figura 2.5.1 Componentes de Planta Simples de Potência a Vapor [3]..................... 28
Figura 2.5.2 Transferência de trabalho e calor do sistema A [3] ............................... 29
Figura 2.5.2.1 Gráfico Temperatura X entropia, Ciclo Rankine Ideal [3] ................. 30
Figura 2.9.1 Gráficos de ofertas de eletricidade no Brasil e no mundo [19] ............. 34
Figura 2.9.2 Gráfico da estrutura do consumo de derivados de petróleo [19] ........... 36
Figura 2.9.3 Gráfico dos usos do gás natural 2003 [19] ............................................ 37
Figura 2.9.4 Linhas principais de gasodutos no Brasil [20]....................................... 38
Figura 3.1.1 Ilustração do sistema do RTO como está hoje instalado ....................... 44
Figura 3.2.1. Ilustração da proposta do Ciclo Rankine .............................................. 47
Figura 4.1.1 Diagrama da proposta para São Caetano do Sul.................................... 51
Figura 4.2 Gráfico esquemático do ciclo rankine para esta proposta ........................ 52
Figura 4.2.1 Leiaute demonstrativo da proposta deste trabalho................................. 53
Figura 4.2.1.1 Leiaute demonstrativo de fluxo de energia atual................................ 54
Figura 4.3.1 Balanço de massa nas cabines de pinturas e estufas para 42 JPH ......... 56
Figura 4.5.1 diagrama de oferta de voláteis para queima no reator ........................... 61
Figura 5.1.1 Modelagem das caldeiras atuais ............................................................ 65
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.2.1 Especificação para o Gás Natural Comercializado no Brasil.................. 5
Tabela 2.2.2 Produtos Comercializáveis [5] ................................................................ 6
Tabela 2.2.3 Constantes Físicas dos Hidrocarbonetos [5] ........................................... 7
Tabela 2.4.1 Extrato da tabela de Efeitos Físicos. ..................................................... 13
Tabela 2.9.1 Dados de Energia elétrica [19] .............................................................. 34
Tabela 3.1.1 Condições de entrada medidas no RTO com a produção em 40 JPH... 43
Tabela 3.1.2 Consumo de gás natural e ar fresco na entrada do RTO para 40 JPH... 44
Tabela 4.2.1.1 Consumo de energia atual em São Caetano do Sul............................ 55
Tabela 4.3.1 Dados percentuais da composição do VOC .......................................... 57
Tabela 5.5.1 Indicadores econômicos de 03 ago. 2005. [41]..................................... 68
Tabela 5.5.2 Taxa de câmbio para agosto 2005......................................................... 69
Tabela 5.6.1 Dados para cálculos financeiros com TMA=12% e com cenário sem
capital de terceiro ............................................................................................... 73
Tabela 5.6.2 Resultado de cálculos financeiros com TMA=12% e com cenário sem
capital de terceiro ............................................................................................... 73
Tabela 5.6.3 Dados para cálculos financeiros com TMA=12% Juros 14% e cenário
com 40% com capital de terceiro ....................................................................... 74
Tabela 5.6.4 Resultado de cálculos financeiros com TMA=12% com Juros 14% e
cenário com 40% com capital de terceiro .......................................................... 74
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ANEEL Agência Nacional de Energia Elétrica
ANP Agência Nacional do Petróleo
BEN Balanço energético nacional de 2004 (ano base 2003)
BNDES Banco Nacional de Desenvolvimento Econômico e social
BWR the Back Work Ratio
CAS Chemical Abstracts Service
CENBIO Centro nacional de Referência em Biomassa
CETESB Companhia de Tecnologia de Saneamento Ambiental
CONSEMA Conselho Estadual do Meio Ambiente
CONAMA Conselho Nacional do Meio Ambiente
CPFL Companhia Paulista de Força e Luz
CPRN Coordenadoria de Licenciamento Ambiental e Proteção de
Recursos Naturais
DAIA Departamento de Avaliação de Impacto Ambiental
DNAEE Departamento Nacional de Águas e Energia
EIA/RIMA Estudo de Impacto Ambiental / Relatório de Impacto Sobre o
Meio Ambiente
FISPQ Ficha de Informação de Segurança de produto Químico
GN gás natural
JPH Jobs Per Hour (veículos por hora)
LP Licença Prévia
LI Licença de Instalação
LO Licença de Operação
MME Ministério de Minas e Energia
ONS Operador Nacional do Sistema
ppm Partes por milhão
PPT Programa Prioritário de Termoelétricas
PROINFA Programa de Incentivo às Fontes Alternativas de Energia
Elétrica
RAP Relatório Ambiental Preliminar
SCS São Caetano do Sul
SJC São José dos Campos
SMA Secretaria do Meio Ambiente do Estado de São Paulo
RTO Regenerative Thermal Oxidizer (oxidador térmico
regenerativo)
VOC Volatile Organic Component (componente orgânico volátil)
LISTA DE SÍMBOLOS
→∆T Variação de Temperatura
→ρ Massa Específica
→c Calor específico
→s Entropia Específica
→h Entalpia Específica
→vs Entropia Específica do vapor saturado
→liqs Entropia Específica do Líquido saturado
→evh Entalpia Específica Líquido-Vapor
→X Título
→W& Fluxo de Trabalho
→m& Vazão Mássica de água do Sistema Rankine
→P Pressão
→inQ& Taxa de Calor na entrada do Sistema
→GNV Volume de Gás Natural
→VOCm& Fluxo de Massa de VOC
→intarpv& Vazão Volumétrica de Ar Vindo da Pintura
→arfrev& Vazão Volumétrica de Ar Fresco Fornecido
→arv& Vazão Volumétrica de Ar Fresco Fornecido para sistema sem
regeneração RTO
→tW& Potência de Trabalho da Turbina
→bW& Potência de Trabalho da Bomba
→outQ& Taxa de Calor que Sai do Sistema
→η Eficiência Térmica
→cvW& Trabalho no Condensador
→cwm& Vazão Mássica de água fria do Condensador
LISTA DE ÍNDICES
ar ar
ar180 ar a temperatura 180°C
ar780 ar a temperatura 780°C
arfre ar fresco temperatura local
arpint ar da pintura
b bomba
comb combustão
combVOC combustão do VOC
cv trabalho no condensador
cw volume de controle nocondensador
cwin entrada no condensador
cwout saída no condensador
cycle cíclo
elétrico elétrico
in entrada
ise isentrópico
liq líquido
out saída
p pressão
P bomba
R reagente
RP reagentes produtos
t turbina
tb turbina
v volume
vc volume de controle
vGN volume de gás natural
VOC VOC
RESUMO
O presente trabalho reunirá informações sobre os fluxos de energias utilizados
em diferentes processos de fabricação e montagens dentro de empresa
automobilística. Através destas informações somadas a tecnologia disponível,
objetiva-se estudar os rejeitos específicos do processo de pintura de automóveis e
tratar estes rejeitos como insumo para um processo de geração de energia elétrica e
produção de vapor, para serem utilizados pela própria pintura. Para conseguir o
objetivo principal, será necessário entender como é, hoje, o processo. Como vem
sendo solucionado o controle de emissões dos componentes orgânicos voláteis
(VOC) e também caso a empresa já tenha adquirido um sistema de Oxidação
Térmica Regenerativa (RTO) para tratar os gases de saídas das estufas da pintura (é o
caso da planta de SJC), propor uma forma de gerar energia elétrica através da oferta
térmica do RTO. A preocupação do texto estará centrada em procedimentos,
métodos, uso de modelos matemáticos e físicos, uso de dados documentados
levantados pelos departamentos de Manutenção e Planejamento Industrial da Planta
de SCS, assim como, dados obtidos por estimação científica (caso da determinação
da quantidade de VOC) utilizando técnicas de balanços de massa nos limites de
controle. Será também objeto deste trabalho o estudo de viabilidade técnica e
econômica, onde serão mostrados e quantificados os pontos positivos, pontos
negativos e os riscos, como forma de informação científica para engendrar o
arcabouço de conhecimento sobre este tema auxiliando o planejamento estratégico
no que se refere a solucionar de forma ecologicamente correta os problemas de
emissões de poluentes e consumo de energia obtendo: qualidade nos produtos,
qualidade de vida e viabilização econômica para o complexo de uma montadora de
veículos automotores.
ABSTRACT
This piece of work gathered information of energy flow utilized and different
fabrication and assembly processes inside automotive industry.
Through these information’s and the current available technology we will
study the wastes derived from the automotives painting process and use them as raw
material for a process of electric power generation and steam production to be used
in the same painting. To attain the main goal it is mandatory to understand how the
process is as today’s, how the volatile organic components (VOC) emission control
is being solved, and also, in the case of an already existing system of Regenerative
Thermal Oxidizer (RTO) to treat the gas from the paint oven (as it is in the SJC
plant), and finally propose a way to generate electric power through the RTO thermal
offer. This text will be focused on procedures, methods, mathematicians and physical
standards, data from Maintenance and Industrial Planning Departments in São
Caetano Plants, plus scientific valuation (as to determine the VOC quantity) through
techniques of mass balance on the limits control.
It is the object of this job too, the technical and economical viability where the
advantages, disadvantages and risk will be show and quantified so as to give
scientific information to support the frame work of knowledge on this subject, and
help the strategic planning for ecological correct away to solve the pollution
emissions and energy consumption, obtaining: quality of products, quality of life and
a good economical scenario for an automotive assembler complex.
1
1 INTRODUÇÃO
Para facilitar o entendimento do que será proposto com este trabalho, é
necessário estudar as condições atuais existentes na planta da GMB de São José dos
Campos, SP. Desta planta tomou-se para estudo somente o processo de pintura e o
sistema de tratamento de emissão ar, que é feito através de um Oxidador Térmico
Regenerativo (RTO). Uma vez entendido o que normalmente é feito nas plantas
automobilísticas com relação às emissões de ar após o processo de pintura, foi feito
um estudo para aproveitar o rejeito térmico produzido no processo de queima dos
RTO’s, o qual chamamos de proposta de geração de energia elétrica quando a planta
já possui o RTO.
O principal foco deste estudo será propor uma solução diferente, para a planta
de São Caetano do Sul, da apresentada para planta de SJC. A planta de SCS não
possui RTO, então será necessário estudar vários outros detalhes, como os fluxos de
diferentes formas de energias consumidas nos diferentes estágios de fabricação e
montagem dos veículos. Para poder criar uma nova solução, será necessário também
estudar em detalhes a condição do ar rejeitado das cabines de pintura assim como a
composição dos componentes orgânicos voláteis (VOC) presentes neste ar.
2
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Introdução
A autoprodução e a produção independente de energia elétrica possuem um
papel importante na expansão do parque gerador brasileiro. Diversas novas unidades
estão em fase de planejamento e projeto, e algumas estão em implantação, agregando
mais energia ao sistema. O termo cogeração tem uma definição oficial, e consta na
Resolução ANEEL nº. 21 de 20/01/2000. A definição, segundo esta resolução,é a
seguinte:
“Art. 3 – A cogeração de energia é definida como o processo de produção
combinada de calor útil e energia mecânica, geralmente convertida total ou
parcialmente em energia elétrica, a partir da energia química disponibilizada por um
ou mais combustíveis.”
Além desta definição, a Resolução ANEEL nº. 21 também mostra os
benefícios que a atividade de cogeração pode trazer. Nas considerações iniciais da
resolução, pode-se ler o seguinte comentário:
“... que a atividade de cogeração de energia elétrica contribui com
racionalidade energética, uma vez que possibilita um melhor aproveitamento dos
combustíveis, apresentando menor consumo total, quando comparada à geração
individual de calor e energia elétrica e gerando conseqüentes benefícios para a
sociedade...”
Os sistemas de cogeração devem ser submetidos a uma detalhada análise
técnica-econômica para verificação de sua viabilidade. O levantamento de cargas
elétricas e térmicas deve ser o mais verdadeiro possível. Em sistemas existentes, o
melhor procedimento é a verificação das contas de energia por um período de 12
meses, avaliando-se então a participação de cada tipo de energético empregado, seu
pico de demanda, e sua curva horária e semanal de consumo.
O sistema que está sendo proposto neste trabalho utilizará como combustível
principal o GNP, que em conjunto com um volume de ar misturado com VOC
3
rejeitado da planta da pintura de SCS, serão queimados para aquecer um sistema de
caldeira de alta pressão.
A escolha do GN como fonte principal foi feita devido às vantagens
econômicas e ambientais.
2.2 Gás natural
O gás natural é uma mistura extremamente leve e possui uma composição de
propriedades físico-químicas, que agregam a essa fonte de energia inúmeras
vantagens, como qualidade uniforme, que proporciona uma queima muito mais
eficiente, sem poluir nem agredir o meio ambiente. Entre as vantagens está a garantia
de energia mais segura dentro de empresa, porque, sendo mais leve que o ar, em um
eventual vazamento ele se dissipa facilmente. Além disso, as suas características
proporcionam uma significativa melhoria dos produtos fabricados e um aumento de
vida útil dos equipamentos industriais. O gás natural é uma substância em estado
gasoso nas condições ambiente de temperatura e pressão, qualquer processamento
desta substância, seja compressão, expansão, evaporação, liquefação ou transporte
exigirá um tratamento termodinâmico como qualquer outro gás.
O gás natural é encontrado em reservatórios subterrâneos em muitos lugares
no planeta, tanto em terra quanto no mar, tal qual o petróleo, sendo considerável o
número de reservatórios que contêm gás natural associado ao petróleo. Nestes casos,
o gás recebe a designação de gás natural associado. Quando os reservatórios contem
pouca ou nenhuma quantidade de petróleo o gás natural é dito não associado.
Composição do gás natural bruto:
Os processos naturais de formação do gás natural são a degradações da
matéria orgânica por bactérias anaeróbicas, a degradações da matéria orgânica e do
carvão por temperatura e pressão elevadas ou da alteração térmica dos
hidrocarbonetos líquidos.
A matéria orgânica fóssil é também chamada de querogênio e pode ser de dois
tipos: querogênio seco, quando proveniente de matéria vegetal e querogênio
gorduroso, quando proveniente de algas e matéria animal.
No processo natural de formação do planeta ao longo de milhões de anos a
transformação da matéria orgânica vegetal, celulose e lignina, produziram o
querogênio seco que ao alcançar maiores profundidades na crosta terrestre sofreu um
4
processo gradual de cozimento, transformando-se em linhito, carvão negro, antracito,
xisto carbonífero e Metano, dando origem às gigantescas reservas de carvão do
planeta.
A transformação da matéria orgânica animal, ou querogênio gorduroso, não
sofreu o processo de cozimento e deu origem ao petróleo. Nos últimos estágios de
degradação do querogenêo gorduroso, o petróleo apresenta-se como condensado
volátil associado a hidrocarbonetos gasosos com predominância do Metano. Por esta
razão é muito comum encontrar-se reservas de petróleo e gás natural associados.
Assim, o gás natural como encontrado na natureza é uma mistura variada de
hidrocarbonetos gasosos cujo componente preponderante é o Metano. O gás natural
não associado apresenta os maiores teores de Metano, enquanto o gás natural
associado apresenta proporções mais significativas de Etano, Propano, Butano e
hidrocarbonetos mais pesados.
Além dos hidrocarbonetos, fazem parte da composição do gás natural bruto,
outros componentes, como Dióxidos de Carbono (CO2), o Nitrogênio (N2),
Hidrogênio Sulforado (H2S), Água (H2O), Ácido Clorídrico (HCL), Metanol e
impurezas mecânicas. A presença e proporção destes elementos dependem
fundamentalmente da localização do reservatório, se em terra ou em mar, sua
condição de associação ou não, do tipo de matéria orgânica ou mistura do qual se
originou, da geologia do solo e do tipo de rocha onde se encontra o reservatório, etc.
A composição do gás natural comercial é variada e depende da composição
do gás natural bruto. A seguir serão apresentadas as normas de especificação do gás
natural a ser comercializado no Brasil, de origem interna e externa, igualmente
aplicáveis às fases de produção, de transporte e de distribuição desse produto,
determinadas pela Agência Nacional do Petróleo – ANP na Portaria nº. 41, de
15/04/1998 [5].
Além de obedecer aos índices da Tabela 2.2.1, o produto deve estar sempre
livre de poeira, água condensada, odores objetáveis, gomas, elementos formadores de
goma, glicóis, hidrocarbonetos condensáveis, compostos aromáticos, metanol ou
outros elementos sólidos ou líquidos que possam interferir com a operação dos
sistemas de transporte, distribuição e à utilização pelos consumidores.
5
Tabela 2.2.1 Especificação para o Gás Natural Comercializado no Brasil
(1) Limites especificados são valores referidos a 20° C a 101,33 kPa (1 atm),
exceto onde indicado; (2) para regiões Norte e Nordeste, admite-se o
valor de 3,5; (3) para regiões Norte Nordeste, admite-se o valor 6,0; (4)
para regiões Norte e Nordeste, admite-se o valor de –39.
Normas [5]:
ASTM D 1945 - Stander Test Method for Analysis of Natural Gas
Chromatography;
ASTM D 3588 - Calculating Heat Value, Compressibility Factor and relative
density (Specific Gravity) of gaseous fuels;
ASTM D 5454 – Standard Test Method Water Vapor Content of Gaseous
Fuels Using Electronic Moisture Analyzers;
ASTM D 5504 - Standard Test Method for determination of Sulfur
Compounds in Natural Gas and gaseous Fuels by Gas Chromatography and
GRUPOS Caracteristicas (1) Unidades Metodos de Ensaio
B (baixo) M (medio) A (alto) Poder Calorffico
Superior kcal/mJ 8.000 a 9.000 8.800 a 10.200 10.000 a 12.500 ASTM D 3588 (PCS)
Densid ade Re lativa ao Ar 0,54 a 0,60 0,55 a 0,69 0,66 a 0,82 ASTM D 3588
TeorMaximo de Ga s Su Iffdrico mg/mJ 20 20 20 ASTM D 5504 ou
(H2S) ISO 6326-3 TeorMaximo de
Enxofre ASTM D 5504 ou (H2S e enxofre
mg/mJ 80 80 80 ISO 6326-3
me rcalJtfdic 0) TeorMaximo de
Dioxido de ASTM D 1945 ou Ca rbon 0
%volume 2 2 2 ISO 6974
(C OiJ TeorMaximo de ASTM D 1945 ou
Ine rtes @ %volume 4 4 4
ISO 6974 TeorMaximo de
Oxigenio %volum e 0,5 0,5 0,5 ASTM D 1945 ou
(OiJ ISO 6974 Ponto de Orvalho Maximo da Agua a °C -45 -45 -45 ASTM D 5454
1 atm (()
6
Chemiluminescence’s;
ISO 6326 – Natural Gas - Determination of Sulfur Compounds, Parts 1 to 5;
ISO 6974 - Natural Gas – Determination of Hydrogen, Inert Gases and
Hydrocarbons up to C8 – Gas Chromatography Method;
Para adquirir as características comerciais desejadas o gás natural bruto passa
por tratamento em uma Unidade de Processamento de gás Natural – UPGN, que
efetua a retirada de impurezas e a separação de hidrocarbonetos pesados.
Tabela 2.2.2 Produtos Comercializáveis [5]
7
Como se pode ver na Tabela 2.2.2. Produtos Comercializáveis, que apresenta
os principais produtos derivados dos hidrocarbonetos e sua classificação geral, os
hidrocarbonetos mais pesados originam produtos de alto valor comercial.
Sendo assim, o gás natural comercializado é composto basicamente por
Metano e as quantidades de Etano e Propano presentes são apenas suficientes para
elevar o poder calorífico e alcançar o valor desejado, uma vez que o poder calorífico
do Etano é 1,8 vezes maior que o do Metano e o do Propano é mais de 2,6 vezes
superior ao do Metano que poderá ser visto na Tabela 2.2.3 Constante Físicas dos
Hidrocarbonetos [5].
É importante ressaltar que alguns dados destas tabelas serão usados nos outros
capítulos deste trabalho.
Tabela 2.2.3 Constantes Físicas dos Hidrocarbonetos [5]
8
2.3 Solventes
Os voláteis inflamáveis que serão utilizados na proposta deste trabalho estão
presentes na oferta de solventes existentes no ar de saída das cabines da pintura e das
estufas. Para melhorar o entendimento sobre solventes define-se:
Uma definição bem simples para solventes é que são produtos que tem
capacidade de dissolver outros produtos sem modificar-lhes as propriedades
químicas.
Na classificação do ponto de vista químico, os solventes pertencem aos
grandes grupos: Terpenos, Hidrocarbonetos (alifáticos; naftênicos; aromáticos),
Oxigenados (álcoois; ésteres; cetonas; glicóis), Furanos, Nitro parafinas, Clorados e
cloroflorados.
Focalizaremos o grupo Hidrocarbonetos, que são produzidos pelos 3 pólos
petroquímicos nacionais, por refinarias estatais e privadas brasileiras, podendo ser
ainda importados.
Para melhor situar a questão, pode-se dizer que os principais produtos típicos
de uma refinaria são: gás de refinaria, GLP (gás liquefeito de petróleo ou gás de
cozinha), naftas, gasolina, querosenes, diesel, óleos combustíveis, óleos lubrificantes,
asfaltos, coque e enxofre.
Os solventes do grupo hidrocarbonetos resultam da destilação do petróleo,
sendo amplamente usados, especialmente pelo seu baixo custo e larga faixa de
aplicações. São produtos quimicamente não polares, utilizados como diluentes de
substâncias orgânicas de fraca polaridade.
Para produzir estes solventes necessita-se de uma operação com ajustes bem
“finos” nos equipamentos das refinarias e nas centrais petroquímicas; não só pela
estreita faixa de destilação destes produtos, mas também porque a cor e a
estabilidade são importantes requisitos da qualidade final. Vale ressaltar que somente
as naftas de destilação direta e naftas correntes adequadamente tratadas servem para
a produção destes solventes.
As naftas estão entre os primeiros derivados do petróleo sendo largamente
utilizadas como solvente. O solvente mais antigo que se conhece é a aguarrás ou
essência de terebintina.
9
Os 20 solventes mais usados e representativos variam a faixa de destilação de
40° C a 235° C. As naftas componentes da gasolina, estão também dentro desta faixa
de destilação (há uma grande superposição nas especificações solventes-naftas e da
própria gasolina).
Os solventes do grupo em questão são obtidos decorrentes de naftas (e
também do gás natural)
É interessante ainda mencionar que os solventes do grupo de hidrocarbonetos
podem ser alifáticos, naftênicos ou aromáticos.
Alifáticos (parafínicos em geral):
Alifáticos são os solventes cujo maior percentual dos hidrocarbonetos
constituintes são parafínicos ou alifáticos saturados (cadeias abertas ou fechadas
saturadas). No petróleo encontram-se hidrocarbonetos parafínicos que variam do
Metano, com um átomo de carbono, até 42 átomos de carbono. Os dois tipos de
parafinas (n-parafinas e isoparafinas) possuem poder de solvência e volatilidade
relativamente baixos. Exemplos típicos de alifáticos são: querosene, aguarrás e
solvente para borracha [43].
Naftênicos:
Caracterizam-se pelo poder de solvência maior e menor volatilidade em
relação aos alifáticos. Constituem combustíveis ótimos, com elevado número de
octanas. Além disso, é possível transforma-los (por aromatização) em
hidrocarbonetos aromáticos; eles representam por isso, uma das principais fontes
destes compostos.
[ Parafínicos → Ciclização → Naftênicos ]
[ Naftênicos →Desidrogenação → Aromáticos ]
Aromáticos:
Baseiam-se na estrutura de anel insaturado de seis átomos de carbono e se
diferenciam em relação aos alifáticos pelo forte poder de solvência e odor. Possuem
mais de 85% de hidrocarbonetos aromáticos. Exemplos: benzeno, tolueno e xilenos,
10
que estão presentes em pequenas proporções na nafta; outros, de maior peso
molecular, estão presentes do querosene ao diesel [43].
As características requeridas para os solventes, via de regra, voláteis; livres de
goma e matérias suspensas (não formam resíduos) ; incolores; neutros, sem acidez
não corrosivos; inodoros ou de odor agradável; possuir estabilidade química e ter
afinidade química com os produtos a serem dissolvidos. São inflamáveis,
relativamente tóxicos e devem ser manuseados cuidadosamente. As propriedades
importantes são: capacidade para produzir soluções concentradas, estáveis e fluidas;
e uma velocidade de evaporação que se adapte a uma função específica. Os solventes
devem possuir propriedades físicas constantes, não se alterando com o
armazenamento [43].
Mercado de Solventes: cerca de 70% do mercado consumidor de solventes
concentra-se no estado de São Paulo. Os principais segmentos consumidores de
solventes no país são: Tintas e Vernizes 40%; Limpeza 20%; Óleos 20%, Borracha
10%; Resinas 5%, Adesivos 4%; Laminação 1%. [ % aproximada do volume total do
mercado (1998) Fonte : Petrobrás ]
Os solventes derivados do petróleo são considerados como commodities. De
uma forma geral, não se distinguem significativas diferenças de qualidade nos
produtos ofertados no mercado, sendo o menor preço o fator decisivo na
comercialização.
As novas tecnologias para as tintas e vernizes, tais como adesivos Hot Melt e
Solventless, assim como a utilização de tintas a base de água e em pó, podem
significar uma tendência de substituição dos solventes de petróleo[43].
Como tendência mundial, as restrições ambientais visando a redução ou a
eliminação de VOC (volatile organic compounds) e a HAP (hazardous air
pollutants), também poderão limitar o uso de solventes clorados e aqueles derivados
do petróleo, favorecendo o uso de solventes oxigenados, como ésteres, álcoois –
metanol, etanol e isopropanol, cetonas e glicois. Como exemplo de mudanças em
utilizações de hidrocarbonetos tem-se a gasolina reformulada – oxigenada, entre
outros requerimentos - nos EUA, Finlândia, Suécia ,Europa, Coréia do Sul e
Colômbia, a partir de 2000 e América latina e Caribe, propostas existentes a partir de
2001.
11
Toxidez: o único solvente sem perigo é a água. Alguns como acetona e etanol
são poucos nocivos. No entanto, outros são muitos perigosos, como benzeno,
sulfureto de carbono, e o sulfato de dimetila [43].
Em função do perigo potencial foram fixados limites de Tolerância (TL), que
vem a ser concentração ambiental presente numa jornada de trabalho de 48 horas
semanais, que não provoque as pessoas expostas, no decorrer de toda sua vida
laboral, sinal de doença ou alteração do estado normal de saúde. No Brasil a
regulamentação foi estabelecida pela NR nº.15, anexos 11 e 12 (Normas
Regulamentadoras de Segurança e Medicina do Trabalho, Portaria nº. 3214, de
08/06/78, do Ministério do Trabalho). O perigo provocado por uma atmosfera rica
em solvente está ligado à concentração deste no ar, em função da volatilidade do
solvente. As companhias fornecedores de solventes devem disponibilizar
informações toxicológicas de cada produto, nas quais devem constar os perigos
específicos, como o limite de tolerância a as precauções necessárias. Os limites de
tolerância para alguns solventes (LT) em ppm (partes por milhão) são: Solvente p/
Borracha = 300ppm; Aguarrás = 100ppm; Tolueno e Xileno = 78ppm;
Benzeno=10ppm [43].
Quanto ao tratamento indicado em todos os solventes, usados no processo
atual de pintura em indústria automotiva, após a secagem das tintas é necessário
fazer a disposição final.
Para fazer a disposição final e a neutralização deve-se queimar em incinerador
químico, conforme mencionado nas fichas de informação de produto químico
(FISPQ). Maiores detalhes de cada componente, os quais serão mencionados com
detalhes no capítulo 4, poderão ser vistos em documentos técnicos oficiais, com
acesso público via internet conforme referências: [18], [21], [22], [23], [24], [25],
[26], [27], [28], [29], [30], [31], [32], [33], [34], [35] e [36]. Estes documentos são da
PROSINT, CETESB, BRASKEM e MTAS.
Para os solventes específicos que compõe o VOC na saída das cabines de
pinturas e estufas da planta de SCS, os detalhes químicos como as propriedades
físicas e as concentrações serão mostradas no capítulo 4 item 4.3.
12
A seguir será descrito como é feito o tratamento de ar mais gases com as
tecnologias disponíveis.
Com relação a este tema podemos referenciar duas empresas que se destacam,
a Eisenmann Mashinebau KG de origem alemã e Haden Drysys Environmental
Limited de origem americana. Ambas tratam a tecnologia de forma similar usando os
processos mostrados a seguir.
2.4 Tratamento de gases emitidos oriundos de processo industrial
Como poderia sei feito a fazer dissociação molecular de misturas de ar mais
solventes (em estado gasoso)? ... É muito difícil....Usando recursos de pesquisas em
banco de dados de patentes nacionais, americanas e outras, e também, usando alguns
recursos da ferramenta conhecida com TRIZ do autor Altshuller, conseguiu-se como
mostra a figura 2.4.1, acesso a dados sobre técnicas e recursos conhecidos em
engenharia aplicável em escala industrial e ou laboratorial, de como se proceder para
fazer separações e dissociações em misturas. A partir daí pesquisou-se junto a
fabricantes de equipamentos renomados nestas tecnologias. Abaixo poderá ser
encontrada uma breve descrição de cada processo e também entender como vem
sendo tratado este tema.
Através da ferramenta da TRIZ denominada análise pelas pequenas pessoas
perspicazes verifica-se que é necessário que elas se misturem ao fluxo gasoso e
separem as moléculas de VOC das moléculas de ar. Como? Necessita-se encontrar
um meio de realizar esta separação. Pode-se encontrar um efeito apropriado usando a
tabela de efeitos físicos, cujo extrato de interesse é apresentado na Tabela 2.4.1 [42].
13
Tabela 2.4.1 Extrato da tabela de Efeitos Físicos.
Required effect (function)
or property Physical phenomenon that provides the required effect/property
4. Temperature stabilization
• Phase transitions, including transition over the Curie point
6. Moving an object • Magnetic field applied to influence an object or magnet attached to the object • Magnetic field applied to influence a conductor with current passing through it • Electric field applied to influence an electrically charged object • Pressure transfer in a liquid or gas • Mechanical oscillations • Centrifugal force • Thermal expansion • Pressure of light
7. Moving a liquid or gas • Capillary force • Osmosis • Thoms effect • Waves • Bernoulli effect • Weissenberg effect
10. Separating mixtures • Electric and magnetic separation • Electric or magnetic field applied to change the pseudo-viscosity of a liquid • Centrifugal force • Sorption • Diffusion • Osmosis • Electro-osmosis • Electro-phoresis
14. Crushing (destroying) an object
• Electrical discharge • Electro-hydraulic effect • Resonance • Ultrasonic • Cavitation • Use of lasers
Fonte:<http://www.ideationtriz.com/TRIZ_tutorial_6.asp>. Acesso em 04 ago. 2005.
O item 10, separação de misturas, indica vários métodos para realizar o que se
busca, entre eles a adsorção.
Para se fazer dissociação ou separação de misturas. em geral utiliza-se de
técnicas como: separação eletromagnética, aplicação de campos elétricos ou
magnéticos para mudar a pseudo-viscosidade de um líquido, força centrífuga,
adsorção, difusão, osmose, eletro-osmose, eletroforese, turbilhamento com ciclones,
etc. Mas todos estes processos normalmente são aplicados para separar partículas
sólidas em ambiente gasoso, ou líquidos de líquidos e sólidos de líquidos. Para
separar moléculas de um gás específico já em mistura com outros gases é muito
oneroso em escala industrial.
14
Devido à dificuldade, optou-se por promover a continuidade das reações desta
mistura adicionando mais alguns componentes voláteis inflamáveis contidos no GN
fazendo com que esta mistura ficasse estequiometricamente adequada para obtermos
a oxidação completa em reação térmica.
Figura 2.4.1 Demonstrativo de oxidações de ar [37]
Acima observa-se algumas técnicas industriais sendo utilizadas para
tratamento de misturas gasosas (ar mais voláteis inflamáveis) obtidas nas saídas de
processos industriais. Normalmente usam-se os processos: oxidação térmica (thermal
oxidation), oxidação catalítica (catalytic oxidation) e oxidação eletricamente excitada
(electricaly excited oxidation) Ver Figura 2.4.1.
15
2.4.1 Oxidação Recuperativa: (Recuperative Thermal Oxidation; TO)
Os sistemas de oxidação converte poluentes orgânicos em gás dióxido de
carbono e água [37].
A oxidação recuperativa provou centenas de vezes que é robusta e confiável,
além de ser uma resposta universal adequada para manusear todos os tipos de
poluentes. Ela é a melhor solução para áreas de pintura, tingimento, produção
química e impressão.
O excesso de energia da oxidação deve ser usado na obtenção de operações
com economia e ambientalmente corretas. O fator importante é a necessidade
contínua para este excesso de calor na maioria das plantas de manufatura.
Figura 2.4.1.1 Demonstrativo de oxidações de ar tipo TO [38]
16
Função:
O ar de exaustão que deve ser purificado é pré-aquecido, internamente,
através de um trocador de calor ar-ar antes de ser oxidado em câmaras de combustão
a aproximadamente 760°C com a ajuda de combustível auxiliar. O combustível
necessário para a oxidação depende principalmente da concentração de solvente no
fluxo de ar de exaustão. Começando com aproximadamente 8.000 – 10.000 ppm, o
sistema de oxidação recuperativa quase não necessita de energia adicional durante
operações contínuas com o ar de exaustão pré-aquecido a aproximadamente 540°C
[37].
Pode-se entender melhor o processo visualizando as figuras 2.4.1.1 acima e a
figura 2.4.1.2 abaixo.
Figura 2.4.1.2 Diagrama esquemático de oxidador térmico TO [37]
17
2.4.2 Oxidação Catalítica: (Catalytic oxidation, CO) [38]
A construção e os passos do processo são semelhantes aos utilizados na
oxidação regenerativa. Desde que são usados catalisadores, a reação pode acontecer a
baixas temperaturas a fim de economizar energia [38].
O ar, que necessita ser purificado, é pré-aquecido em um trocador de calor e
então aquecido até 600-650 °F na câmara de oxidação. Os componentes orgânicos do
ar de exaustão são, então, oxidados nas camas de catalisadores. A unidade pode
operar sem combustível de partida a 3000-4000 ppm [38].
Figura 2.4.2.1Diagrama esquemático e instalação de oxidador catalítico CO [38]
18
Aplicações do CO [38]
A faixa de aplicação é limitada desde que o componente mais caro do
sistema, o catalisador, pode reagir negativamente com certos componentes do ar de
exaustão (catalisador tóxico como halogênios, silicones, metais pesados). Isto trás a
necessidade de limpeza ou troca dos catalisadores [38].
2.4.3 Oxidação estimulada eletricamente [38]
Oxidação estimulada eletricamente é uma outra possibilidade para reduzir a
temperatura. Para iniciar a combustão (ignição e estabilização da chama) o ar de
exaustão é conduzido através de um campo de radiação (veja figura 2.4.1). O efeito
deste sistema não é a redução da temperatura como a obtida por oxidação catalítica,
mas também diminui a temperatura.
2.4.4 Oxidação Térmica Regenerativa “RTO”
Sistema RTO em planta de pintura é uma solução criativa e é um modelo
para reduzir o fluxo de ar. É utilizado um controle para limitá-lo a possibilidade de
explosão, com limiar de concentração baixo. Desde que a carga de solvente exceda o
limite de explosão, a energia excedente é recuperada com o uso de um trocador de
calor a óleo. O trocador de calor é utilizado como fonte de calor primária para o
sistema de secagem. Finalmente, a energia restante do RTO é empregada para a
produção de água quente.
19
Figura 2.4.3.1 Foto de instalações de oxidações de ar tipo RTO [38]
Distribuidor de exaustão rotativo que substitui mecanismo de
amortecimento. Ver figura 2.4.3.2 abaixo [38].
O distribuidor de exaustão rotativo é utilizado como um sistema contínuo de
distribuição de ar para permutar o ar de exaustão entre os segmentos individuais da
cama do trocador de calor cerâmico. Isto elimina a necessidade de mecanismos de
chaveamento amortecidos assim como dos complexos controles necessários para
regulá-los. Além do que, o fluxo de ar através do sistema permanece constante,
eliminando a flutuação da pressão associada ao amortecimento.
20
Figura 2.4.3.2 Ilustração esquemática de RTO [38]
Vantagens do sistema RTO [38]
• Sistema compacto;
• Operação contínua;
• Durável e flexível;
• Menor custo de energia.
Em contraste com os sistemas anteriores, o sistema RTO também pode
purificar fluxos de ar de baixo volume com baixo nível de solvente. Seu baixo
consumo de combustível reduz a emissão de CO2.
21
2.4.5 Adsorção: (adsorption)
Possibilita remover substancias indesejáveis do ar. É indicado para absorver
gases e vapores. Uma das melhores substâncias absorvedoras conhecidas é o carbono
ativado, que também tem muita afinidade para absorver vapores de voláteis
orgânicos. Uma das limitações é que a mistura de ar mais os voláteis, não podem
ultrapassar a umidade relativa em 60%, a temperatura da mistura não deve ser muito
maior que 30°C e a concentração antes de ser absorvida não deve ser acima de 0,5 m
g/m³. (condição que atende o ar que sai das cabines de pintura).
A condição ideal é usar uma roda de adsorção giratória com limpeza através
de ar quente, o qual depois seria processado na caldeira junto com o ar de saída das
estufas e do ar de saída das áreas de “flash off”.
Abaixo, na Figura 2.4.4.1, pode-se ver a porcentagem de adsorção de
diferentes solventes.
Figura 2.4.4.1 Porcentagem de adsorção para alguns solventes [37]
22
Adsorção é o processo pelo qual átomos, moléculas ou íons são retidos na
superfície de sólidos através de interações de natureza química ou física. Ele exprime
a possibilidade de remover substâncias indesejadas do ar.
Neste caso são usadas as características de certas substâncias sólidas de
adsorver gases e vapores de modo a acumulá-los em suas superfícies.
A substância mais conhecida com estas propriedades é o carbono ativado.
Esta substância tem uma superfície particularmente grande com relação ao seu peso
(aproximadamente 1200 m2/g) e tem a qualidade de reter substâncias orgânicas.
O princípio básico é que, o ar que deve ser purificado flui sobre uma cama
do adsorvente. Durante este processo as substâncias orgânicas são adsorvidas, isto é,
elas se acumulam na superfície adsorvente. A zona real de purificação move-se no
sentido do fluxo de ar diretamente sobre a cama. Quando a zona de purificação
alcança a saída de ar da cama, a concentração do ar aumenta acima do nível
admissível: a cama de adsorvente deve ser regenerada, extraindo-se as substâncias
acumuladas. Cada instalação de adsorção necessita, conseqüentemente, incluir uma
facilidade para regeneração como segunda etapa no processo.
Atualmente dois tipos de instalação são utilizados para a purificação de
fluxos de ar quase contínuos: uma com camas de adsorção fixa e outra com sistema
de adsorção rotatório [37].
Para o ar com uma concentração de solvente maior que 6 g/m3 os
adsorventes usados são sistemas fixos. Eles contêm camas de aproximadamente 1
metro de altura compostas de carbono ativado com um tamanho de grão de 2 a 4
milímetros. As grandes quantidades de carbono ativado têm a capacidade de adsorver
o solvente do ar com segurança. Se for necessária purificação contínua, usam-se
várias camas fixas de adsorvedores que funcionam alternadamente como
adsorvedores e desorvedores. Devido a quantidade grande de solventes que são
fixados e liberados, o processo dura em geral aproximadamente de 2 a 4 horas. No
processo de dessorção em cama fixa com carbono ativado, podem ser usados dois
processos diferentes: dessorção por vapor e dessorção por gás inerte.
Na dessorção por vapor o carbono ativado é encharcado com vapor quente
com temperatura de 130°C. Isto expele os solventes que são primeiro liquefeitos em
um condensador adjacente. O condensado separado que consiste da água e do
23
solvente, é então dividido em seus componentes individuais em um separador de
fase. Este processo trabalha sem nenhum problema para hidrocarboneto clorado.
Com alguns solventes a separação em água e solvente não é satisfatória ou é
impossível, de modo que eles existem como rejeito que tem um custo alto de
descarte. Este problema pode ser evitado se a dessorção for feita com gás inerte.
Durante este processo os solventes adsorvidos são separados do carbono ativado com
gás inerte a temperatura de 150 a 200ºC. O gás inerte pode ser nitrogênio ou gás de
combustão com índice de oxigênio baixo. Como com dessorção por vapor o gás
inerte é sujeitado a um processo de condensação por meio do qual o solvente é
recuperado.
Rodas de Adsorção:
Deixe-nos agora olhar a roda de adsorção que foi desenvolvida porque leis
de proteção ambientais mais rígidas requerem mais e mais frequentemente a
purificação mesmo do ar levemente poluído. Tem-se que recordar que a habilidade
do carbono ativado de adsorver é reduzida quando os solventes se tornam menos
concentrados. A ilustração da Figura 2.4.4.1 mostra curvas normalizadas de adsorção
que esclarecem este ponto. Consequentemente é necessário construir instalações com
camas fixas para os dois casos, alta e baixa concentração de poluentes [37].
Figura 2.4.4.2 Ilustração esquemática de roda adsorção [37]
24
O tamanho da instalação é determinado principalmente pelo volume do
fluxo de ar ao invés da concentração de poluente. As rodas de adsorção oferecem
nestes casos uma opção melhor: o processo é mais barato e requer menos espaço.
Usando-se a roda de adsorção, veja a ilustração da Figura 2.4.4.2, o ar de
exaustão é conduzido sobre uma cama adsorvente elevada de 15 a 50 cm.
Inevitavelmente ela é rapidamente esgotada e deve ser regenerada muito mais
freqüentemente do que adsorventes em camas fixas. Como os solventes, entretanto,
cobriram somente uma distância curta no adsorvente, a dessorção pode ocorrer em
tempo menor. Geralmente a fase de adsorção destas rodas dura de 20 a 60 minutos e
o tempo do dessorção é aproximadamente 2 a 6 minutos.
Fundamentalmente é possível usar o mesmo processo de dessorção como
com os adsorvedores de camas fixas desde que o processo e materiais envolvidos
permitam isto.
Na maioria dos casos, é usado ar quente com uma temperatura em torno de
100 a 120 °C. A concentração do fluxo depois de terminada a dessorção é
multiplicada por 10, mas o volume é somente uma décima parte do fluxo original do
ar de exaustão.
Este fluxo ar de alta concentração e volume baixo é exposto à oxidação
com recuperação do calor ou condensação com recuperação solvente.
Figura 2.4.4.3 Foto de instalações de rodas de adsorção [38] Pode-se ver a como ficam as instalações conforme foto da figura 2.4.4.3.
25
Abaixo se pode ver esquematicamente, as instalações de roda de adsorção
com sistema de recuperação de solvente, Figura 2.4.4.3, e com sistema de oxidação
recuperativa ver a figura 2.4.4.4.
Figura 2.4.4.4 Diagrama esquemático de roda de adsorção com sistema de recuperação de solvente [38]
Figura 2.4.4.5 Diagrama esquemático de roda de adsorção com oxidação recuperativa [38]
26
2.4.6 Condensação
Se os poluentes possuem ponto de ebulição maior do que os componentes
principais do ar, o nível de poluentes pode ser reduzido através da redução de
temperatura seguida pela condensação dos poluentes. Enquanto as substâncias estão
presentes em alguma quantidade no fluxo de ar de exaustão como gases acima do
ponto de ebulição, suas proporções diminuem quando a temperatura cai abaixo de
seus pontos de ebulição.
Uma pequena redução abaixo do ponto de ebulição é suficiente. O melhor
exemplo disto é a água que tem ponto de ebulição de 100 °C, mas pode ser
encontrada no ar a 20oC [37].
Figura 2.4.5.1 Gráfico de estado de saturação, diferentes solventes [37]
Como mostra o diagrama da Figura 2.4.5.1, são necessárias temperaturas
muito baixas para uma condensação significativa de um grande número de solventes
27
orgânicos. Abaixar tanto a temperatura exige uma grande quantidade de energia.
Portanto, a condensação não tem sido usada como meio final de purificação, mas
como um estágio do processo [37].
Entretanto, a condensação é utilizada em circuitos fechados com o objetivo
de se obter a redução parcial dos poluentes. A figura 2.4.5.2 mostra uma aplicação de
condensação para um caso especial. A fim de manter o ar a ser resfriado e o consumo
de energia baixo, o secador que retira o solvente opera em uma atmosfera inerte. Isto
elimina qualquer perigo de explosão e a concentração de solvente pode ser elevada
acima do limite de explosão que é efetivo na presença de 21% de oxigênio. O gás
inerte de recirculação com alta concentração de solvente é resfriado. O condensado é
separado e removido. O gás inerte, com uma concentração de solvente
significativamente reduzida, é reaquecido e retorna para o secador [37].
Figura 2.4.5.2 Ilustração esquemática processo de condensação [37]
O secador deve ser provido com selos eficientes para impedir a
contaminação da atmosfera inerte por oxigênio. Como os solventes não devem
escapar do forno, os selos devem ter uma pressão negativa com relação ao ambiente
e o secador, por causa do ar com O2 e do gás inerte do secador que alcançam o selo
28
quando as substâncias que contêm solventes entram e saem do secador. Esta mistura
de gases deve ser removida e limpada separadamente. A quantidade de ar de
exaustão dos selos depende do tamanho da operação entre secador e selo e ambiente
e selo, respectivamente [37].
2.5 Planta de potência, Ciclo Rankine [3]
O esquema da figura 2.5.1, abaixo, mostra o que é proposto nos capítulos 3 e
4 deste trabalho, onde todas as considerações e adaptações serão abordadas nestes
capítulos.
Basicamente será usada a modelação matemática mostrada abaixo, com
poucas variações e os cálculos serão realizados utilizando o software EES
referenciado como [7]
Figura 2.5.1 Componentes de Planta Simples de Potência a Vapor [3]
A teoria que dá suporte a este formulário, que é utilizado para modelar
matematicamente os componentes de uma planta de potência a vapor, estão
explicadas no capítulo 8 do livro referenciado como [3].
29
Figura 2.5.2 Transferência de trabalho e calor do sistema A [3]
2.5.1 Avaliação da transferência de calor e do trabalho [3] pg348
Balanço de massa e energia na Turbina [3]
( )
−+
∀−∀+−+−= 21
22
21
21tcv zzg2
hhWQ0 &&
Cancelando os termos devidos a Hipóteses temos:
21t hh
mW
−=&
&
(2.1)
Balanço de massa e energia no Condensador [3]
32out hh
mQ
−=&
&
(2.2)
Balanço de massa e energia na Bomba [3]
41in hh
mQ
−=&
&
(2.3)
30
Balanço de massa e energia na Caldeira [3]
41in hh
mQ
−=&
&
(2.4)
Parâmetros de performance [3]
Eficiência Térmica do ciclo Rankine [3]
( ) ( )41
3421
in
pt
hhhhhh
m/Qm/Wm/W
−−−−
=−
=η&&
&&&&
(2.5a)
Eficiência térmica expressa como:
( )( )41
32
in
out
in
outin
hhhh1
m/Qm/Q1
m/Qm/Qm/Q
−−
−=−=−
=η&&&&
&&&&&&
(2.5b)
BWR para a Potência do Ciclo Rankine [3]
( )( )21
34
t
p
hhhh
m/Wm/W
bwr−−
−=&&
&&
(2.6)
2.5.2 Ciclo Rankine Ideal [3]
Figura 2.5.2.1 Gráfico Temperatura X entropia, Ciclo Rankine Ideal [3]
31
Poderá ser visto, nas Figuras 2.5.2 e 2.5.2.1, o fluído trabalhando sofrendo
uma série de processos internamente reversíveis como a seguir:
• Processo 1 – 2: Expansão isentrópica do fluído trabalhando através da
turbina, de estado vapor saturado em 1 até a entrada do condensador.
• Processo 2 -3: Transferência de calor do fluído a pressão constante através
do condensador chegando a estado de líquido saturado em 3.
• Processo 3 – 4: Compressão isentrópica na bomba até estado 4 com o
fluído no estado líquido
• Processo 4 – 1: Transferência de Calor para o fluído a pressão constante
através da caldeira para completar o ciclo.
Na verdade os processos não são totalmente reversíveis por vários motivos de
perdas de calor para o ambiente escorregamento do fluído, viscosidade do fluído, etc.
Para calcular com maior precisão devem-se utilizar informações do capitulo 6
do [3].
Para o entendimento neste trabalho será utilizado os cálculos para ciclo
Rankine ideal, onde é necessário fixar as hipóteses abaixo.
Hipóteses:
• Os componentes do ciclo serão analisados conforme fixado na
fronteira dos volumes de controle. Os volumes de controles são
mostrados com linhas tracejadas e acompanha o croqui para os
cálculos.
• Todo processo de trabalho do fluído é considerado internamente
reversível.
• A turbina e a bomba operam adiabaticamente.
• Os efeitos das Energias Cinéticas e Potenciais por serem pequenas,
serão desconsiderados.
• Será considerado que o estado do fluído na entrada da turbina é vapor
saturado. Na saída do condensador será considerado o estado do fluído
como líquido saturado.
Estas hipóteses valerão para os capítulos 3 e 4 deste trabalho, e valerão, além
destas, mais outras hipóteses enumeradas antes de cada cálculo, valores adotados de
rendimentos e outras considerações para análise de cada caso específico.
32
2.6 Gráfico temporal das reservas de petróleo e gás natural RESENTAÇÃO
O Balanço Energético Nacional - BEN 2004 (Ano-Base 2003) completa vinte
e nove anos de existência, divulgando informações relativas ao binômio Oferta-
Consumo de fontes de energia, nas suas formas primárias e secundárias, obtidas
junto aos diversos agentes produtores e consumidores de energia.
A base de dados que dá suporte às edições do BEN, contempla, desde 1970 os
fluxos físicos anuais de quarenta e nove formas e grupos de energia, nas atividades
(47 ao todo) de produção, estoques, comércio externo, transformação, distribuição e
consumo nos setores econômicos.
A contabilização das diferentes formas de energia, com as suas diferentes
unidades comerciais, se dão com a utilização de fatores de conversão, que levam em
consideração a capacidade de liberação de calor, em calorias, de cada energético,
quando da sua combustão completa (conceito de poder calorífico). Para a
eletricidade, pelo primeiro princípio da Termodinâmica, 1kWh=860 kcal, entretanto,
é comum a utilização de critérios de equivalência térmica, os quais valorizam a
geração hidráulica como se fosse oriunda de termelétricas, incorporando as perdas
térmicas. Este critério tem sido utilizado para permitir maior harmonização nas
comparações da Oferta de Energia entre países com distintas estruturas de geração
hidráulica e térmica.
Assim, para termelétricas com eficiência média de 27,5%,1 kWh = 860/0,275
= 3132 kcal (critério utilizado no Balanço Energético Brasileiro –BEN,até 2001), e
para eficiência média de 38%, 1kWh=2263 kcal (critério utilizado pela BP Statistical
Review). A Agência Internacional de Energia IEA, o Conselho Mundial de Energia
WEC e o Departamento de Energia dos Estados Unidos DOE utilizam o fator teórico
de 1kWh=860 kcal.
Quando se quer a contabilização de energia em tep (tonelada equivalente de
petróleo), calculam-se os fatores de conversão pela relação entre o poder calorífico
de cada fonte e o poder calorífico do petróleo adotado como referência. Os
quantitativos em unidades comerciais são convertidos a tep quando multiplicados por
estes fatores.
Esta edição do Balanço Energético Nacional passa a considerar: 1kWh = 860
kcal; os poderes caloríficos inferiores das fontes de energia PCI e, um petróleo de
33
referência com PCI de 10000 kcal/kg. Estes critérios são aderentes com os critérios
da IEA, do WEC, do DOE e de outras organizações, retratam a realidade das perdas
de energia nos processos de transformação, não causam distorções na análise da
evolução da OIE e permitem comparações diretas com dados de energia de outros
países.
O BEN 2004 está estruturado em nove capítulos de maneira a possibilitar
distintas formas de consulta e de compreensão do seu conteúdo. Adicionalmente aos
fluxos físicos, são incorporadas informações de instalações energéticas, de recursos e
reservas, de preços dos principais energéticos, de dados econômicos, de dados
estaduais e de dados mundiais, com o objetivo de possibilitar diferentes análises das
mudanças estruturais ocorridas na demanda e oferta de energia.[19]. 1 12anço Energético Nacional 2003 12 Balanço Energético Nacional 2003
ENERGIA ELÉTRICA
A geração pública e de autoprodutores do Brasil atingiu 364,9 TWh em 2003,
resultado 5,6% superior ao de 2002. figuram neste resultado, a geração hidráulica
pública de 294,3 TWh (+7,3 %), a geração térmica pública de 35 TWh (-6,1%)e a
geração de autoprodutores de 35,7 TWh (+4,7%) [19].
As importações de 37,1 TWh, somadas à geração interna, permitiram uma
oferta total de energia de 402,1 TWh, montante 5,2% superior ao de 2002.
A geração nuclear, que em 2001 havia tido um grande incremento em
decorrência da plena geração de Angra II, passando de 6,1 TWh para 14,3 TWh, em
2002 teve ligeiro declínio, passando a 13,8 TWh (-3,1%) e em 2003 seguiu
decrescendo, com geração de 13,4 TWh (-3,5%) [19].
Já o gás natural continuou a trajetória de crescimento na geração de
eletricidade. Na geração pública manteve o patamar de 9,1 TWh e na geração de
autoprodutores passou de 3,3 TWh para 4,04 TWh. O gás natural já participa em
3,6% da geração total do País [19].
O incremento de 4,7% na geração total de autoprodutores se concentrou,
principalmente, nos setores de papel e celulose e sucroalcooleiro.
34
A estrutura da oferta de energia elétrica de 2003 pode ser observada no
gráfico a seguir. Comparativamente à estrutura mundial nota-se que a
hidroeletricidade no Brasil tem peso bem mais significativo [19].
Tabela 2.9.1 Dados de Energia elétrica [19]
Figura 2.9.1 Gráficos de ofertas de eletricidade no Brasil e no mundo [19]
O consumo final de eletricidade atingiu 341,9 TWh em 2003,montante
5,4%superior ao de 2002, performance ainda maior do que a de 2002,de 3,8%. Neste
contexto, o consumo residencial, de 76,1 TWh (+4,7%), reverteu as performances
negativas de 2001 e 2002, o consumo comercial,de 48,4 TWh (+6,5%), suplantou o
crescimento do ano anterior, de 2,4%, e o consumo industrial, de 160,4 TWh,
35
também apresentou boa performance, crescendo 5,1%. As taxas representativas de
crescimento do consumo de eletricidade decorrem de dois fatos, o primeiro devido à
comparação com o ano de 2002 ainda afetados pelo racionamento, e o segundo,
devido a sinais de recuperação da economia, alavancada por bons níveis de
exportações [19].
Em 2003, com acréscimo de 4 GW, a capacidade instalada de geração do
Brasil atingiu o montante de 86,5 GW, incluindo serviço público e autoprodutores.
As principais usinas que entraram em operação foram: UHE Tucuruí, PA unidades
13, 14 e 15 (1125 MW), UHE Itapebi, BA unidades 1, 2 e 3 (450 MW), UTE
Fortaleza, CE unidade 1 (324 MW), UTE Camaçari, BA unidades 1, 2 e 3 (210
MW), UTE Termonorte II, RO unidade 3 (194 MW), UTE Termobahia, BA unidade
1 (179 MW) e UTE Canoas, RS unidade 1 (160 MW).
Em 2003, o setor elétrico contribuiu com 14,6%da Matriz Energética
Brasileira, acrescentando 0,6 ponto percentual à participação de 2002 [19].
PETRÓLEO E DERIVADOS
A produção de petróleo e LGN (líquido de gás natural), em 2003, foi de 1545
mil bbl/d (barris por dia), montante 3,2%superior ao de 2002. A produção de
derivados de petróleo, de 1773 mil bbl/d (inclui gás de refinaria e coque de FCC),
cresceu apenas 0,3%em 2003. Já o consumo de derivados manteve a trajetória de
queda (-4,2%). Com estes resultados, a dependência externa destes produtos foi
significativamente atenuada, de 10,8% em 2002 para 4,3% em 2003 (base de dados
em tep). As importações líquidas de petróleo somaram 110 mil bbl/d em 2003, contra
147 em 2002 - redução de 25,5% e os derivados reverteram a tendência de
dependência externa dos últimos anos, apresentando superávit de 24 mil bbl/d.
O balanço produção e consumo dos derivados de petróleo mostra, ainda,
déficits de diesel (8% da demanda), de GLP (17% da demanda) e de nafta (25% da
demanda) e superávits de óleo combustível (50% da produção) e de gasolina (13% da
produção).
O maior uso do diesel se dá no transporte rodoviário (75%), seguido do uso
agropecuário (15%) e do uso na geração elétrica (5%). Após 20 anos, o consumo de
36
diesel no transporte rodoviário volta a apresentar performance negativa (-3,3%).
Desde 1970, taxas negativas só ocorreram em 1981 e 1983.
A gasolina automotiva continuou, em 2003, com taxa negativa de
crescimento, (-0,6%), repetindo as performances negativas dos últimos anos.
O óleo combustível continuou sendo substituído pelo gás natural. Em 2003 o
consumo industrial, de 5244 mil m ³,manteve taxa declinante (-14,4%), fato que se
repete desde 1997, quando o consumo foi de 9423 mil m ³ [19].
O consumo residencial de GLP vem decrescendo desde o ano de 2000, tendo
em 2003 apresentados a maior taxa de redução (-6,6%). Aumentos dos preços acima
das taxas de inflação e a perda do poder aquisitivo das famílias explicam estas
performances negativas [19].
A estrutura da demanda de derivados em 2003 é mostrada no gráfico a seguir:
Figura 2.9.2 Gráfico da estrutura do consumo de derivados de petróleo [19]
As reservas provadas de petróleo de 10591 milhões de barris, equivalentes a
cerca de 19 anos da atual produção, asseguram uma situação confortável para o País.
Para os países da OECD as reservas equivalem a cerca de 10 anos da
produção, enquanto que a média mundial é de 40 anos.
37
Em 2003, o setor Petróleo contribuiu com 40,2% da Matriz Energética
Brasileira, perdendo 2,8 pontos percentuais em relação a 2002 [19].
GÁS NATURAL
A produção de gás natural foi de 43,3 milhões m ³/d em 2003, montante 1,7%
superior ao de 2002. As importações da Bolívia somaram 13,8 milhões m³/dia,
apresentando decréscimo de 5,8% em relação a 2002.
Em 2003, o principal uso do gás natural se deu no seguimento industrial, com
18,3 milhões m ³/d e crescimento de 5,4%. Em seguida vem o uso nas atividades
industriais da Petrobrás, com 8 milhões m ³/d e crescimento de 7,9%. Merece
destaque o crescimento de 35,5% do consumo de gás natural no transporte veicular e
o crescimento de 15,8% do consumo na geração elétrica de autoprodutores. A
estrutura dos usos do gás natural em 2003 é mostrada no gráfico a seguir [19].
“As reservas provadas de gás natural, de 245,3 bilhões de m ³, equivalem
a 15,5 anos da atual produção”. Para os países da OECD as reservas equivalem a
cerca 14 anos da produção, enquanto que a média mundial é de 60 anos. O setor de
gás natural contribuiu com 7,7% da Matriz Energética Brasileira de 2003,
aumentando 0,3 pontos percentuais em relação a 2002.
Figura 2.9.3 Gráfico dos usos do gás natural 2003 [19]
38
Tabela 2.9.2 Dados do gás natural 2002 e 2003 [19]
Figura 2.9.4 Linhas principais de gasodutos no Brasil [20]
39
2.7 Benefícios e Restrições ditados por Normas e Legislações Brasileiras que
abordam este tipo de projeto
Uma das restrições é que a proposta deste trabalho deverá atender com
eficácia a resolução/CONAMA/Nº 003 d e 28 de junho de 1990 onde os detalhes
poderão ser vistos no [14].
Pode-se obter benefício junto ao governo brasileiro ou a governo de outros
países já interessados em praticar os mecanismos do Protocolo de Kyoto.
A Organização das Nações Unidas, desde meados de 1990, vem reunindo os
países que a integram, até chegarem a adoção do Protocolo de Kyoto, em 1997, o
qual estabelece que os países desenvolvidos, individual ou conjuntamente, devem
reduzir, no período de 2008 a 2012, em média, 5,25 % das emissões de gases de
efeito estufa em relação à ano base de 1990.
Há também o objetivo de se alcançar até o ano de 2050, a meta de redução,
que é de 80% das emissões, em relação à ano base de 1990 – utilizado para efeito de
comparação, buscando com isso, atingir o alvo primordial de preservar o meio
ambiente, oferecendo uma melhoria na qualidade de vida para todos os povos,
através dos mecanismos previstos no Protocolo de Kyoto.
O protocolo de Kyoto, por sua vez, institui os Mecanismos de
Desenvolvimento Limpo (MDL), possibilitando que países desenvolvidos financiem
projetos destinados a reduzir suas emissões de gases de efeito estufa em nações em
desenvolvimento, recebendo em troca títulos representativos dos créditos de carbono
conquistados, denominados Certificados de Emissão Reduzida (CER’s), os quais
poderão futuramente ser negociados.
Portanto, não se pode deixar de salientar a importância do assunto ora em
comento, notadamente pelo iminente mercado de créditos de carbono que se
aproxima com a entrada em vigor do Protocolo de Kyoto, o que acontecerá noventa
dias após sua ratificação pelos países desenvolvidos que contabilizam pelo menos
55% das emissões totais de gases de efeito estufa.
Vale ressaltar, que apenas a Rússia e Estados Unidos ainda não aderiram ao
Protocolo de Kyoto; todavia, a verdade é que referidos países contabilizam
respectivamente 17,4% e 36,1% das emissões de gases de efeito estufa, ou seja,
enquanto algum desses países não aderir ao Protocolo, este não entrará em vigor.
40
A Nona Conferência das partes (COP-9), realizada em Milão, Itália, teve 3 a
participação de cento e oitenta e oito países, e como resultado final, um pedido de
ação urgente e coordenada em relação às mudanças climáticas, bem como avanços
nos chamados mecanismos flexíveis do Protocolo de Kyoto, no caso o MDL, na
busca do desenvolvimento sustentável [39].
Foram criados dois fundos para financiar desenvolvimentos e trocas
tecnológicas entre países desenvolvidos e em desenvolvimento, tendo em vista que o
MDL é uma das formas de países do Anexo I ( Anexo I é onde está escrito os
chamados países desenvolvido) abaterem parte de suas próprias metas de emissão,
mediante ajuda financeira a projetos de desenvolvimento sustentável para nações do
Anexo II (Anexo II onde está escrito os chamados países em desenvolvimento).
O Brasil é o principal responsável pela criação do MDL. Surgem assim,
oportunidades de investimentos em reflorestamento, transporte, no setor energético,
etc, em países como o Brasil, que poderiam ser trocados por créditos pelos países
constantes do Anexo I do Protocolo [39].
O MDL permite que uma empresa estrangeira invista num projeto que evite
ou reduza a emissão, o país de onde saíram os recursos pode abater a quantidade que
deixou de ser emitida do total que se comprometeu em reduzir. Os Certificados de
Redução de Emissões, assim obtidos, teriam um valor monetário, tal como uma
“commodity”, que pode ser vendida aos países industrializados [39].
Pode-se beneficiar também de financiamentos de programa implantado pelo
BNDES, como por exemplo, a “Operação Programa para Empreendimentos à
Cogeração de Energia Elétrica a Partir de Resíduos de cana-de-açucar” a partir de 25
de maio de 2001, o BNDES pretendia estimular os cogeradores a aumentar seus
excedentes e colocá-los na rede pública (este programa estava previsto para ter uma
duração de 2 anos, tendo sido encerrado em agosto de 2003) Tais vantagens poderão
ser analisadas com as informações da nota técnica V do CENBIO [44]. Observar
também que estes acordos são válidos por um período determinado, tendo assim que
estar bem concluído todo o estudo do anteprojeto para poder aproveitar a
oportunidade dos acordos válidos para a data em que se pretender requerer os
benefícios destes acordos junto ao BNDS. É muito importante estar usando
tecnologias avançadas para poder concorrer com outras empresas interessadas, pois
41
este projeto será submetido à avaliação de organizações tipo a CENBIO. Somente os
melhores projetos são aprovados para usufruírem as vantagens econômicas e
financiamentos com os custos do capital baixos [40].
Segundo informações do BNDES, no Estado de São Paulo foram aprovados
ou contratados 8 projetos, sendo o investimento total de R$260,62 milhões, sendo
que deste total R$ 195,05 milhões foram financiados pelo BNDES. No total, esses
oito projetos irão gerar 292,65 MW, e a venda de excedentes será de 160,24 MW.
Outro exemplo para poder entender é PROINFA, criado pela lei 10.438, em
26/04/2002, tendo como principal objetivo aumentar a participação da energia
elétrica produzida por empreendimentos de Produtores Autônomos, concebidos com
base em fontes eólicas, pequenas centrais hidrelétricas e biomassa, num total de
1.100 MW por fonte, no Sistema Elétrico Interligado Nacional [40].
È importante citar o Programa Prioritário de Termelétricas, o PPT. Esse
programa foi uma tentativa de se introduzir o gás natural na matriz energética
brasileira, como forma de aumentar a oferta de energia. Com esse programa
esperava-se que até o ano de 2005 fosse adicionado ao sistema elétrico cerca de 15
mil MW. Ocorre que o programa não conseguiu decolar, principalmente devido à
falta de regras claras que tornassem viáveis investimentos privados nessa área
(Goldemberg, 2002) [40].
As causas para o fracasso do PPT são complexas, e incluem a dificuldade de
se estabelecer a forma do reajuste das tarifas, uma vez que o combustível seria pago
em dólar, e a tarifa em real. Assim, os riscos cambiais acabaram por se tornar um
entrave nas negociações (Goldemberg, 2002) [40].
É bom lembrar, que para tomar uma atitude, é necessário fazer uma análise de
riscos. Embora o número de projetos de geração de energia aprovados pela ANNEL
nos últimos anos de 2001 até 2003 seja grande, a maioria destes projetos está com o
cronograma atrasado. São oitenta e quatro usinas termelétricas autorizadas pela
ANNEL, cujo cronograma de implementação vai de 2003 a 2007.(informação
pesquisada na ANNEL, www.aneel.gov.br, em Fiscalização da Geração, acesso em
22/09/2003)
Será necessário obter a Licença Ambiental de Instalação – LI e antes desta se
obtém a Licença Previa Ambiental – LP.
42
A regulamentação do PROINFA ocorreu em 23 de dezembro de 2002, através
do decreto nº 4.541, da presidência da república. Permaneceram ainda algumas
inconsistências:
O Artigo 3º, sobre as definições dos valores econômicos, informa que estes
serão divulgados com, pelo menos, trinta dias de antecedência em relação a chamada
pública. Com adoção dessa metodologia, os empreendedores não conseguem discutir
seus contratos, pois não possuem uma sinalização de qual será o preço de compra de
sua energia [40].
Para que fosse feita a análise e a valoração dos diversos parâmetros de caráter
técnico e econômico-financeiro a serem utilizados na determinação do valor
econômico, e elaboração de uma metodologia de cálculo desses valores, em maio de
2003 o MME contratou consultores especialistas nas diversas fontes alternativas e
renováveis, e em análise de risco de projeto de geração elétrica, entre eles o CENBIO
[40].
Mais detalhes de ocorrências que influíram nas tomadas de decisões poderá
ser vistas no trabalho da referência [40].
Esta breve demonstração é só para alertar que para o momento de se tomar
decisão de investir em cogeração é necessário ter um estudo atualizado das condições
contratuais, legais e sociais onde fiquem em documentos, todas as negociações onde
envolve interesses de vários segmentos da sociedade local e federal e definir bem as
bases de índices financeiros, preços de combustíveis e outros detalhes. Os detalhes
não observados podem fazer com que hoje mostre um bom cenário técnico
econômico, mas amanhã pode se tornar um problema grande para operar uma planta
automobilística com cogeração incorporada.
43
3 CONDIÇÕES ATUAIS: PLANTA DE SÃO JOSÉ DOS CAMPOS
3.1 Como funciona a Planta de SJC a qual possui o RTO
Neste capítulo serão estudadas as condições do ar que sai da pintura da
Fabrica do Corsa da General Motors de São Jose dos Campos, e para atender
legislação atual, este ar com concentração de solvente (VOC) volatilizado durante o
processo da pintura é queimado em um Oxidador Térmico Regenerativo (RTO).
A condição de queima deste ar rejeitado conforme legislação é: queimar por
no mínimo 0,5 segundos na faixa de temperatura de 8000C a 8500C.
O RTO é um equipamento construído pela Eisenmann Bobligen
Holzgerlingen e instalado em janeiro de 2003.
Como condição de projeto este equipamento foi projetado para ser capaz de
processar um volume de 159.500,0 m3 de ar com uma concentração de VOC de
115,0 kg/h (esta concentração foi calculada pelos laboratórios através de balanço de
massa, considerando o consumo conhecido de tinta suficiente para produção de 55
veículos por hora (JPH).
Uma informação importante é que pode haver combustão a partir de uma
faísca quando o ar rejeitado estiver com concentração de 1,0 a 1,2 g/m3 de VOC.
A pintura funciona com ciclo continuo de troca de ar para não ocorrer esta
concentração acima, então o RTO necessita de um consumo de gás natural mais ar
fresco para queimar o ar rejeitado atendendo legislação. Para minimizar o consumo
de gás natural foi projetado um conjunto de pastilhas cerâmicas e um circuito
regenerativo do ar a alta temperatura para ir aquecendo o ar que entra para ser
queimado. Este conjunto de pastilhas é montado em uma torre e elas giram a 1 RPM.
A tabela 3.1.1, abaixo, mostra as condições de entrada em cada equipamento
RTO. São necessários dois equipamentos para processar o volume de 159.500,0
[Nm3/h] de ar mencionado acima.
Tabela 3.1.1 Condições de entrada medidas no RTO com a produção em
40 JPH
Pressão de entrada [mbar]
Temperatura de entrada [0C]
Volume de entrada ar + VOC de [m3]
100 170 89.250,0
44
Tabela 3.1.2 Consumo de gás natural e ar fresco na entrada do RTO para
40 JPH
Gás natural Ar Fresco
Volume [m3] 64,0 3600,0
Pressão [mbar] 1.000 66
Temperatura [0C] 20 20
A Tabela 3.1.2, acima, informa os valores de volume, pressão e temperatura
médias para serem utilizados no funcionamento do RTO. O volume do GN é o
necessário para que a mistura de ar mais VOC da saída das cabines de pintura seja
oxidado corretamente. Este volume de gás é usado para manter aceso o queimador na
parte superior do RTO. A vazão deste gás é variável, com isso controla a demanda do
ar que vem da pintura. O controle é feito por instrumentação, pois a reação tem que
atingir de 800 a 850°C para atender os parâmetros fixados.
Durante a demanda pode ocorrer também uma concentração alta de massa de
VOC no ar, então, estes controles servem para desligar o piloto, para garantir que o
equipamento não atinja temperaturas superiores a 1200°C, e/ou, comandar as
válvulas de escape da mistura de ar mais VOC para a atmosfera, para proteger o
equipamento de super aquecimento.
Figura 3.1.1 Ilustração do sistema do RTO como está hoje instalado
GAS
AR FRESCO
GAS
AR FRESCO3600 m³/h66 mbar
1 bar
25 °C
25 °C
REJEITO VINDO DA PINTURA PARA SER QUEIMADO NO OXIDADORTÉRMICO REGENERATIVO( RTO )
RTO
190-200 °C
CODIÇÕES PARA ATENDER LEGISLAÇÃO:
QUEIMAR O AR SATURADO DE 800 A 850 °C POR 0,5 segundo
RETORNO DE PARTE DO AR QUENTE PARA PRE-AQUECER O AR NA ENTRADA
BASES GIRATÓRIAS EM CERÂMICA1 RPMAQUECER: T ambiente PARA 850°C LEVA 6 HORASESFRIAR: LEVA 4 DIAS
QUANDO 55 JPH =115 kg/h de VOC89250 m³/h de AR SATURADO
170°C100 mbar
QUANDO 55 JPH =115 kg/h de VOC89250 m³/h de AR SATURADO
170°C100 mbar
89250 m³/h de AR SATURADO
170°C100 mbar
2
1
3
4
2 SISTEMAS PARA PROCESSARESTE VOLUME
GASTO PARA AQUECER
C88,43T °=∆
C12,633T °=∆AQUECIDO PELO VOC
45
Consultando a figura 3.1.1 , pode-se entender como funciona hoje o sistema
RTO e com as informações das tabelas 3.1.1 e 3.1.2 sabe-se dos parâmetros
significativos para compreender quais são os consumos do funcionamento atual,
assim como as entradas e saídas dos fluxos mássicos de ar e GN.
O que será sugerido é utilizar melhor o potencial térmico gerado para tentar
tirar outros benefícios além de simplesmente queimar e gerar calor para aquecer o ar
que está entrando no sistema, através de processo de conservação de energia.
A proposta para SJC será não conservar a energia e sim dissipa-la, para que
o produto da reação térmica do ar, mais a massa de VOC e o complemento com GN,
seja transferido para o fluido do ciclo Rankine. O que ocorre hoje é o contrário, o
equipamento RTO conserva a energia térmica, por processo de regeneração,
conforme mostrado em “3” na figura 3.2.1.
3.2 Identificação dos rejeitos e hipóteses para São José dos Campos
Foi verificado um potencial para gerar energia elétrica a partir do ar rejeitado
da pintura usando um sistema Rankine.
Para poder executar os cálculos desta proposta foram feitas as seguintes
considerações e adotaram-se as hipóteses abaixo.
O rejeito vindo da pintura, para ser queimado no oxidador térmico
regenerativo (RTO), foi fixado os valores médios de funcionamento abaixo para
facilitar os cálculos:
• Vazão volumétrica de ar que entra em um RTO = 89.250 [m³/h].
• Vazão mássica de VOC que entra em um RTO = 115 [kg/h].
• Temperatura de entrada no RTO = 170°C.
• Pressão na entrada do RTO = P atmosférica local + 100 [mbar].
• Para processar 159.500 [m³/h], usa-se 2 conjuntos de RTO.
• Cancelar circuito regenerativo atual em “3”, ver figura 3.2.1.
• Remover 7 dos 10 discos de cerâmica existentes.
• Temperatura de saída em “4” a 780°C, ver figura 3,2,1.
• Em “2”, ver figura 3.2.1, aumentar o volume de consumo de GN e ar
fresco para executar a queima completa com o ar.
• Altitude local em SJC, SP = 740 [m].
46
• Ter cuidado com a concentração de VOC no ar, pois quando estiver com 1
[g/m³] a 1,2 [g/m³] e acima, implica em combustão se houver faísca ou
uma fonte similar de calor alto.
Para os cálculos do sistema Rankine proposto, utilizou as considerações das
hipóteses abaixo:
• Adotado a pressão na turbina a vapor em 60 [bar].
• Todos os processos do fluído no ciclo Rankine serão considerados
reversíveis.
• No ciclo Rankine, as energias cinética e potencial serão desprezadas.
• Considerou-se vapor saturado na entrada da turbina
Abaixo estão mostrado os rendimentos adotados para os equipamentos do
ciclo Rankine proposto para SJC:
• Transferência de Calor da câmara de combustão para o fluido do ciclo
Rankine: 9,0comb =η
• Na turbina 7,0t =η
• Na bomba 7,0b =η
• No gerador 95,0e =η
47
3.2.1 Proposta com Ciclo Rankine para São José dos Campos
Figura 3.2.1. Ilustração da proposta do Ciclo Rankine
3.3 Modelo Matemático da proposta para São José dos Campos
A figura 3.2.1 trabalha em conjunto com a modelação matemática, pois ela é
necessária para a visualização do limites dos volumes de controle.
3.3.1 Cálculo da oferta de energia transferida para o Ciclo Rankine
( ) ( )C180arCar780arpinturaarfrescoin 00 hhmmQ −⋅+= &&&
( ) ( )C180arC780arC20arC170intarpin 00o0 hhvvQ −⋅ρ⋅+ρ⋅= &&&
kW 22.804 hkJ 400.094.82Qin ==&
No cálculo da oferta de calor que será fornecida para o ciclo, somam-se as
massas de ar fresco e o ar que vem da pintura, com suas respectivas temperaturas e
multiplica-se o resultado pela variação de entalpia, tomando como referência as
condições de contorno delimitadas na figura 3.2.1 no “C” e “4” nos limites de
controle traçados.
7
6
8
180°C
780°C125.965,65 kg/h DE AR
5
4
C P=60bar
8
T
s
5
68
7
bw&
tW&inQ&
outQ&
inQ&
outQ&
tW&
bw&
60 bar
0,1 bar
275,6
0,6489 5,8892 8,1502
3,0267
40°C
30°C
400,0
7
6
8
180°C
780°C125.965,65 kg/h DE AR
5
4
C P=60bar
8
T
s
55
668
7
bw& bw&
tW& tW&inQ& inQ&
outQ& outQ&
inQ& inQ&
outQ& outQ&
tW& tW&
bw& bw&
60 bar
0,1 bar
275,6
0,6489 5,8892 8,1502
3,0267
40°C
30°C
400,0
48
3.3.2 Cálculo do consumo de gás natural para a geração proposta sem
regeneração no RTO
Para calcular o consumo de GN para o sistema proposto, foi necessário
considerar a soma dos volumes de ar quente vindo das estufas à temperatura de
170°C com o volume de ar fresco necessário para completar a reação, fixando a
temperatura em 20°C, multiplicar pelo poder calorífico e a variação de temperatura
no limite do volume de controle, isto é, nas condições de entrada e saída, onde as
temperaturas são respectivamente 170°C e 780°C.
Diferença do consumo de gás natural de hoje versus proposto:
É importante saber as diferenças de consumo de GN, para fazer a análise
econômica.
mais a h
m 666 atual h
m 64 - hm 730V
333
GN ==&
3.3.3 Cálculo da vazão mássica de água do ciclo Rankine
3.3.4 Balanço de massa e energia na turbina.
( ) ( )hkJ863.1177.30,558.27hh7,0mW ise65t −⋅=−⋅⋅= &&
kW042.7hkJ200.351.25Wt ==&
( ) ( ) C170780.Ckg
kcal24,0v.vkg
kcal11750m³m
kcal6105V 20arfre170intarpVOCGN °−°
⋅ρ⋅+ρ=⋅+⋅ &&&&
³hm730V GN =&
( ) segkg655,7
hkg27558
03,1983177400.094.82
hhQm
85
in ==−
=−
=&
&
49
3.3.5 Balanço de massa e energia na bomba.
( )kW09,66
hkJ924.237
hkJ
7,0hhm
W 7ise8b ==
−⋅=&&
3.3.6 Balanço de massa e energia no condensador de água
( ) ( )hkJ7,19118630,558.27hhmQ 7ise6out −⋅=−⋅= &&
kW8,793.12hkJ4,685.057.46Qout ==&
3.3.7 Cálculo da potência gerada no Ciclo Rankine
kW91,975.609,660,042.7WWW btcycle =−=−= &&&
3.3.8 Eficiência Térmica do Ciclo Rankine
%59,303059,0804.22
09,660,042.7Q
WW
in
bt ==−
=−
=η&
&&
3.3.9 Vazão mássica de água do trocador de calor do condensador
( ) ( ) nulos são W e Q onde hhmhhmWQ0 7ise6out,cwin,cwcwvcvc&&&&&& −+−+−=
( )( ) ( )
kgkJ8,1257,167
hkJ4,685.057.46
hhhhm
min,cwout,cw
7ise6cw
−=
−−
=&
&
hm24,101.1
segkg9,305
hkg240.101.1m
3
cw ===&
50
3.4 Cálculo da relação Custo X Benefício para São José dos Campos
Conforme informações do departamento de Instalações Industriais a empresa
paga US$ 57,83 (1 dólar valendo RS$2,40 e sem recuperar imposto) por 1 MW.h.
A planta de SJC opera em média 4300 horas por ano.
A cogeração proposta gera 7,042 MW x 0.95 = 6,6899 MW em eletricidade e
consome 666m³ de gás natural a mais do que está consumindo hoje.
O preço do GN é igual a US$0.116667 por metro cúbico, ver ANEXO C.
Pode-se calcular então:
Economia Anual = 6,6899 MW x US$ 50,108333 x 4300 h – [US$0.116667 x
666 m³/h x 4300 h ]
Economia Anual = US$ 1,665,184.59 - US$ 334,110.96
Economia Anual = US$ 1,107,333.91
Falta considerar a amortização do investimento em equipamentos e
instalações, pois, o foco deste trabalho está no estudo mais aprofundado na proposta
para SCS estudada no capítulo 4 deste trabalho.
Os cálculos acima estão em função do valor do MW em R$ 120,26 (com os
impostos possíveis recuperados), o valor médio do m³ do GN em R$0,28 e a cotação
do Dólar Americano a R$2,40.
3.5 Comentários finais sobre a proposta para São José dos Campos
• Poderá ser calculada a entrada de energia em “1” (ver Figura 3.1.1), obtendo-
se dados precisos do poder calorífico do VOC, assim como a concentração no ar
que é rejeitado da pintura. Para SJC não foi feito um levantamento preciso de
detalhes, assim como foi feito para SCS.
• Poderão ser adotados outros valores de pressão para o sistema Rankine.
• Como o foco deste trabalho é a planta de SCS, para SJC, os cálculos acima,
são para mostrar o potencial de energia que poderia ser aproveitada.
• Cabe aqui um outro estudo de caso aprofundado, específico para esta planta,
a qual já possui RTO. Pode-se gerar energia elétrica, vapor para uso no processo
ou até cogeração, isto é eletricidade e vapor juntos.
51
4 ESTUDO DA PROPOSTA PARA SÃO CAETANO DO SUL
4.1 Introdução da figura esquemática da proposta para São Caetano do Sul
Figura 4.1.1 Diagrama da proposta para São Caetano do Sul
Como pode ser visto na figura 4.1.1 a proposta para a planta de SCS é usar
uma roda de adsorção giratória para adsorver a quantidade de VOC que está presente
no ar de saída das cabines de pintura, que tem uma concentração baixa de VOC.
O ar que sai das estufas, o qual já está com a concentração maior, vai direto
para a câmara de combustão reagir com o próprio VOC dissolvido neste ar. Um
complemento de GN é necessário para que a reação fique estequiométrica adequada.
É necessário insuflar ar aquecido para o disco de adsorção para poder fazer o
processo de dessorção das camas com material adsorvedor. O ar de limpeza após a
saída da roda de adsorção, sai com concentração alta de VOC, e também irá para a
câmara de combustão reagir com o VOC na sua composição, mais outro valor
mássico de GN para completar a reação estequiométrica.
Os detalhes mássicos e volumétricos das entradas do ar mais VOC mais o GN
serão abordados com detalhes no item 4.4.
CALDEIRA 1
160°C
P=60bar
bw&
outQ&40°C
30°C
23,5°C
GN
AR+VOC
AR FRESCOP/ DESORÇÃO
ESTUFASCABINESPINTURA
+
-
DUMPER
RODA DE ADSORÇÃO
AR LIMPO
OBS:
TANQUES DA PINTURACHUVEIROS VESTIÁRIOSRESTAURANTESOUTROS USOS DE ÁGUAQUENTE
OBS:
3% Volume
Reposição água
2
6
4
elétricoG&tW&combQ&
5
3
CALDEIRA 1
160°C
P=60bar
bw&
outQ&40°C
30°C
23,5°C
GN
AR+VOC
AR FRESCOP/ DESORÇÃO
ESTUFASCABINESPINTURA
+
-
DUMPER
RODA DE ADSORÇÃO
AR LIMPO
OBS:
TANQUES DA PINTURACHUVEIROS VESTIÁRIOSRESTAURANTESOUTROS USOS DE ÁGUAQUENTE
OBS: TANQUES DA PINTURACHUVEIROS VESTIÁRIOSRESTAURANTESOUTROS USOS DE ÁGUAQUENTE
OBS:
3% Volume
Reposição água
2
6
4
elétricoG&tW&combQ&
5
3
52
Uma vez realizada a combustão destes é gerado uma quantidade de calor que
será transferida para o fluido do ciclo Rankine. O vapor superaquecido passa por
uma turbina a vapor, a turbina movimenta o gerador elétrico, produzindo assim
energia elétrica.
Será extraído da turbina, massa de vapor equivalente para atender o que hoje é
gerado nas caldeiras velhas (18.000 [kg/h] a 145 [°C ] e pressão 8 [bar]), necessário
para uso nos trocadores de calor usados no processo de pintura e outros usos na
planta, ver “obs” na Figura 4.1.
As caldeiras velhas serão disponibilizadas e a casa de força 1 será desativada,
liberando área para outros fins na planta. (o metro quadrado na planta de SCS é
muito caro, então, obtém-se com isto uma redução de custo).
Como a proposta que está sendo feita é para gerar energia elétrica e vapor
para uso nos processos de fabricação de automóveis, pode-se então, por definição
mostrada no capítulo 2.1, chamar esta proposta de “Planta de Cogeração de Energia”.
Para entender os detalhes dos fluxos de energia proposto, deve-se ver o item
4.3 onde mostra o esquema do ciclo Rankine e seus valores.
Figura 4.2 Gráfico esquemático do ciclo rankine para esta proposta
1
2’
3
4
T
S
tW&bW&
combQ&
outQ&
470
275,6
60 bar
0,08 bar
1S 2S3S
3 bar
1’
2
56
200
41,43
45
5S6S
EXTRAÇÃO DE
VAPOR PARA
PROCESSO
11
2’2’
33
44
T
S
tW&bW&
combQ&
outQ&
470
275,6
60 bar
0,08 bar
1S 2S3S
3 bar
1’1’
22
5566
200
41,43
45
5S6S
EXTRAÇÃO DE
VAPOR PARA
PROCESSO
53
PINTURA ESTUFAS E FLASH OFF RESTAURANTE
1
AR FRESCOPINTURA
AR FRESCOESTUFAS
REST. 2
RESTANTE DA PLANTAQUE NÃO SERÁ
OBJETO DESTE ESTUDO
~
~
AR COMPRIMIDO
ÁGUA INDUSTRIAL
ÁGUA POTÁVEL
ENERGIA ELÉTRICA
GN
PORTÃO 6
SUB-ESTAÇÃO
REJEITOPINTURAAR + VOC
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
OUTROS REJEITOS
VOC
PLANTADE
POTÊNCIA
VAPOR A BAIXA PRESSÃO
TINTA+VOC PINTURA ESTUFAS E FLASH OFF RESTAURANTE
1
AR FRESCOPINTURA
AR FRESCOESTUFAS
REST. 2
RESTANTE DA PLANTAQUE NÃO SERÁ
OBJETO DESTE ESTUDO
~
~
AR COMPRIMIDO
ÁGUA INDUSTRIAL
ÁGUA POTÁVEL
ENERGIA ELÉTRICA
GN
PORTÃO 6
SUB-ESTAÇÃO
REJEITOPINTURAAR + VOC
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
OUTROS REJEITOS
VOC
PLANTADE
POTÊNCIA
VAPOR A BAIXA PRESSÃO
TINTA+VOC
4.2 Dados dos Consumos de Energia: Planta de São Caetano do Sul
Figura 4.2.1 Leiaute demonstrativo da proposta deste trabalho
Propõe-se neste trabalho construir uma planta de potência, mostrada no centro
da figura 4.2.1 e utilizar o rejeito (ar mais VOC) do processo de pintura para oxidá-lo
junto com outro combustível adequado GN para aquecer uma caldeira produzindo
vapor a alta pressão. Este vapor será utilizado para movimentar um sistema de
turbina a vapor com recuperação térmica para melhorar o rendimento, objetivando
extrair os benefícios: energia elétrica, vapor a baixa pressão em circuito fechado para
ser utilizado pela própria planta e saída do ar em condições adequadas (CO2 + N2 +
H2O), atendendo também as exigências ditadas por normas ambientais.
Foram feitas por uma comissão interna de consumo de energia, formada por
técnicos e engenheiros de vários departamentos desta planta,.tabelas com os dados de
consumo e controle energético. Estão mostrados na Tabela 4.2.1.1 os dados
relevantes e pertinentes da parte estudada para este projeto que também estão
mostrados na Figura 4.2.1.1 Leiaute do fluxo de energia atual.
Estes dados foram levantados em 2003 e sumarizados em 2004 onde a
produção de veículos estava com média de 30 JPH. Para os cálculos da proposta
deste trabalho foi feito uma projeção da planta operando a 42 JPH.
54
4.2.1 Descrição detalhada dos fluxos de energia da planta de São Caetano
do Sul
Para facilitar o entendimento dos consumos de energia, utiliza-se um Leiaute
e uma Tabela. Este Leiaute (Figura 4.2.1.1) e esta tabela (Tabela: 4.2.1.1) estão
mostrando a sumarização de um estudo das condições atuais da Planta de SCS.
Figura 4.2.1.1 Leiaute demonstrativo de fluxo de energia atual
Como o enfoque principal deste estudo é a planta de pintura, estas
informações estão focadas nela, e os consumos das áreas de ferramentaria, de
prensas, injetoras de plásticos, escritórios de engenharia e administração, de
recebimentos, modelagem e outros não serão apresentados de forma detalhada apesar
de serem consumidores de parte dos volumes e massas apresentadas na tabela 4.3.1.
O valor de vapor mostrado na tabela 4.2.1.1, apresenta a massa necessária
para funcionamento não somente da pintura (que é o maior consumidor), mas
também de todas as outras áreas, que também se utilizam desta forma de energia
como, por exemplo, os restaurantes, os circuitos dos lavatórios e chuveiros nos
vestiários, vários trocadores de calor utilizados em alguns processos na planta.
O volume de ar comprimido na tabela 4.2.1.1 também é um tipo de insumo
utilizado por várias áreas.
VAPOR
VAPOR
CASA FORÇA 1
CASA FORÇA 2
PINTURA ESTUFAS E FLASH OFF RESTAURANTE
1
AR FRESCOPINTURA
AR FRESCOESTUFAS
REST. 2
~
~
AR COMPRIMIDO
ÁGUA INDUSTRIAL
ÁGUA POTÁVEL
ENERGIA ELÉTRICA
GNP
GNP
PORTÃO 6
SUB-ESTAÇÃO
REJEITOPINTURAAR + VOC
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
OUTROS REJEITOS
VOC
VAPOR A BAIXA PRESSÃO
TINTA+VOC
VAPOR
VAPOR
CASA FORÇA 1
CASA FORÇA 2
PINTURA ESTUFAS E FLASH OFF RESTAURANTE
1
AR FRESCOPINTURA
AR FRESCOESTUFAS
REST. 2
~
~
AR COMPRIMIDO
ÁGUA INDUSTRIAL
ÁGUA POTÁVEL
ENERGIA ELÉTRICA
GNP
GNP
PORTÃO 6
SUB-ESTAÇÃO
REJEITOPINTURAAR + VOC
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
OUTROS REJEITOS
VOC
VAPOR A BAIXA PRESSÃO
TINTA+VOC
55
A tabela a seguir serve de índice da Figura 4.2.1.1 e também mostra as
quantidades consumidas atualmente.
Tabela 4.2.1.1 Consumo de energia atual em São Caetano do Sul
4.3 Volumes de Ar e VOC da Planta de São Caetano Sul
Com o auxílio da Figura 4.3.1, a seguir, pode-se entender basicamente as
entradas das massas de vários produtos necessários para executar o processo de
pintura em automóveis, lembrando que o volume deste estudo está fixado em 42
veículos de porte médio por hora. Observar que os itens em vermelho deverão ser
tratados na proposta deste trabalho como insumo para cogeração de energia.
GNP
ÓLEO BPF
AR COMPRIMIDO
ÁGUA POTÁVEL
ÁGUA INDUSTRIAL
ENERGIA ELÉTRICA
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
REJEITO PINTURA AR + VOC
OUTROS REJEITOS NÃO
CONSIDERADOS
AR FRESCO PINTURA
AR FRESCO ESTUFAS
VOC (massa que entra)
TINTA COM VOC(LÍQUIDA)
VAPOR
[m³/h] [kg/h] [Pa] [bar] [°C] [K]P T∀& m&
8 145
DADO NÃO OBTIDO
11.452 8
122,17
30.753 [kw]
35,23
90.000AR
1 160
1 23,52.298.580AR
49.920+
147.500AR
2.496.000 1
90.000 1
240,87
176,823VOC
53,074VOC
4,6918+6,282VOC
18.000
60% Umid. Relat.
50% Umid. Relat.
1 20
22,5
22,5
449,07
100000
100001,64
100001,64
100001,64
100001,64
418,15
293,15
433,15
296,65
295,65
295,65
540
800000
GNP
ÓLEO BPF
AR COMPRIMIDO
ÁGUA POTÁVEL
ÁGUA INDUSTRIAL
ENERGIA ELÉTRICA
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
REJEITO PINTURA AR + VOC
OUTROS REJEITOS NÃO
CONSIDERADOS
AR FRESCO PINTURA
AR FRESCO ESTUFAS
VOC (massa que entra)
TINTA COM VOC(LÍQUIDA)
VAPOR
[m³/h] [kg/h] [Pa] [bar] [°C] [K]P T∀& m&
8 145
DADO NÃO OBTIDO
11.452 8
122,17
30.753 [kw]
35,23
90.000AR
1 160
1 23,52.298.580AR
49.920+
147.500AR
2.496.000 1
90.000 1
240,87
176,823VOC
53,074VOC
4,6918+6,282VOC
18.000
60% Umid. Relat.
50% Umid. Relat.
1 20
22,5
22,5
449,07
100000
100001,64
100001,64
100001,64
100001,64
418,15
293,15
433,15
296,65
295,65
295,65
GNP
ÓLEO BPF
AR COMPRIMIDO
ÁGUA POTÁVEL
ÁGUA INDUSTRIAL
ENERGIA ELÉTRICA
REJEITO ESTUFAS AR + VOC
REJEITO PINTURA AR + VOC
OUTROS REJEITOS NÃO
CONSIDERADOS
AR FRESCO PINTURA
AR FRESCO ESTUFAS
VOC (massa que entra)
TINTA COM VOC(LÍQUIDA)
VAPOR
[m³/h] [kg/h] [Pa] [bar] [°C] [K]P T∀& m&
8 145
DADO NÃO OBTIDO
11.452 8
122,17
30.753 [kw]
35,23
90.000AR
1 160
1 23,52.298.580AR
49.920+
147.500AR
2.496.000 1
90.000 1
240,87
176,823VOC
53,074VOC
4,6918+6,282VOC
18.000
60% Umid. Relat.
50% Umid. Relat.
1 20
22,5
22,5
449,07
100000
100001,64
100001,64
100001,64
100001,64
418,15
293,15
433,15
296,65
295,65
295,65
540
800000
540
800000
56
O ar fresco é captado do meio ambiente externo e insuflado para dentro de
todas as cabines que compõem o processo de pintura através de oito máquinas
insufladoras, totalizando uma vazão de 2.496.000 [Nm³/h]. Este ar é filtrado e tratado
para garantir a qualidade no processo.
Os solventes entram no processo misturados na tinta, onde uma quantidade de
solvente vem do fabricante das tintas e o restante do solvente é adicionado no
departamento de preparação de tintas para que este líquido fique adequado às
condições de temperatura pressão e umidade relativas nas áreas de aplicação.
Figura 4.3.1 Balanço de massa nas cabines de pinturas e estufas para 42 JPH
São insuflados também 90.000 [Nm³/h], somente para atender o processo nas
estufas.
O processo, como um todo, se utiliza de uma entrada mássica de bases, tintas,
vernizes e solventes que totalizam 632,07 [kg/h], em função de 42 JPH e estão
distribuídos assim: valores mássicos médios com 53,64% de solvente e 46,36% de
soluto (tintas). Esta informação deve ser tratada com cuidado, pois estes valores
160°C23,5°C
PINTURA ESTUFAS
22,5° C a 26,5° C 190° C
AR LIMPO DOSVESTÍBULOS147.500 [m³/h]
AR FRESCO2.496.000m³/hT= ambiente
UR= 20 a 60%
ENTRADA DE MASSA DE VOC
NA TINTA339,02 kg/h
AR FRESCO90.000m³/h
T= ambienteUR= 20 a 60%
SOLVENTERECUPERADO
8,84 kg/h
SAÍDA DO CIRCUITO DO HIDROPACK
245.080m³/hT= 23,5° CUR= 60%P=1 bar
23,5°C
SAÍDA DAS CABINES2.053.500m³/h
T= 23,5° CUR= 60%P=1 bar
SAÍDA DAS ESTUFAS90.000m³/hT= 160° CUR= 30%P=1 bar
SAÍDA DE MASSADE VOC NO AR
253,955 kg/h
SAÍDA DE MASSADE VOC NO AR
76,225 kg/hPERDAS NATURAIS
DO SISTEMA DE CABINE(Onde ocorre entrada e saída dos operadores)49.920 m³/h de AR
160°C23,5°C
PINTURA ESTUFAS
22,5° C a 26,5° C 190° C
AR LIMPO DOSVESTÍBULOS147.500 [m³/h]
AR FRESCO2.496.000m³/hT= ambiente
UR= 20 a 60%
ENTRADA DE MASSA DE VOC
NA TINTA339,02 kg/h
AR FRESCO90.000m³/h
T= ambienteUR= 20 a 60%
SOLVENTERECUPERADO
8,84 kg/h
SAÍDA DO CIRCUITO DO HIDROPACK
245.080m³/hT= 23,5° CUR= 60%P=1 bar
23,5°C
SAÍDA DAS CABINES2.053.500m³/h
T= 23,5° CUR= 60%P=1 bar
SAÍDA DAS ESTUFAS90.000m³/hT= 160° CUR= 30%P=1 bar
SAÍDA DE MASSADE VOC NO AR
253,955 kg/h
SAÍDA DE MASSADE VOC NO AR
76,225 kg/hPERDAS NATURAIS
DO SISTEMA DE CABINE(Onde ocorre entrada e saída dos operadores)49.920 m³/h de AR
57
servirão para os cálculos futuros, para tratar a mistura de saída da pintura
(AR+VOC), e não serve de informação para preparação da tinta para pintura. São
usados outros métodos químicos de preparação que consideram umidade relativa
local, temperatura e outras variáveis. Estes dados foram levantados historicamente
através de controle de balanço de massa de consumo durante 25 meses pelos
departamentos químicos da pintura e engenharia ambiental, e serviram de dados de
entrada para execução de várias tabelas que serão referenciadas a seguir.
Tabela 4.3.1 Dados percentuais da composição do VOC
Explicando a tabela acima, pode-se ver, em porcentagem, a participação de
cada componente que forma o VOC no ar que sai das estufas ou do ar que sai das
cabines de pintura, e também pode-se ver as quantidades médias obtidas através de
balanço de massa, quando a planta está operando na figura de 30JPH ou se está
operando em 40JPH.
A tabela nos diz que 23,086 % da massa total utilizada no processo, sai junto
com o ar rejeitado nas estufas e os 76.914 % restantes, saem misturados no ar
Insumo Total de VOC P/ 29,84 JPH
[kg/h]
Insumo Total de VOC P/
42 JPH [kg/h]
f 30JPH f 42JPH f 30JPH f 42JPH f 30JPH f 42JPH%massa menor 0,001 adotado C8 H10 0,10114 0,142441 0,33696 0,47455938 0,4381 0,617não identificados adotado C8 H10 0,002239 0,003463 0,007461 0,0115371 0,0097 0,015Xilenos C8 H10 15,65462 22,03582 52,15538 73,41518214 67,81 95,451Isopropil benzenos C9 H12 2,848674 4,019273 9,490726 13,3907274 12,3394 17,410Tolueno C7 H12 8,188604 11,5153 27,2814 38,3647032 35,47 49,880Butanol C4 H10 O 3,244022 4,565718 10,80788 15,21128178 14,0519 19,777 Acetato de butila C6 H12 O2 7,598295 10,69228 25,3147 35,6227191 32,913 46,315Acetato de butil glicol C8 H16 O3 5,475307 7,708185 18,24169 25,68081546 23,717 33,389Acetato de amila C7 H14 O2 4,625049 6,506558 15,40895 21,67744176 20,034 28,184N butanol C4 H10 4,625049 6,506558 15,40895 21,67744176 20,034 28,184Etanol / alcool etílico C2 H6 O 0,963979 1,355841 3,211621 4,51715922 4,1756 5,873Propanona II / Acetona C3 H6 O 0,961763 1,355841 3,204237 4,51715922 4,166 5,873Acetato de etila C4 H8 O2 0,96107 1,35561 3,20193 4,51639008 4,163 5,872Alcool Isopropilico C3 H8 O 0,357441 0,503275 1,190859 1,6767252 1,5483 2,180Dados totais 55,60725 78,26616 185,2628 260,7538428 240,87 339,020Recuperação VOC atual 6,28 8,8402% retido na Borra 4,6918 6,6036
Informações para balanço de massa do
VOC da estufa função 23,086% da
massa total
Informações para balanço de massa do VOC da
pintura função 76,914% da massa total
Nomes Generalizados Elementos que Compõe o VOC
58
rejeitado das cabines de pintura. Nas duas últimas colunas da direita, apresenta-se a
massa total de cada componente em duas formas: os itens em vermelho se referem a
planta operando em 30 JPH e a última coluna da direita se refere a planta operando
em 42 JPH..
Pode-se ver também a quantidade de massa que é recuperada do sistema e a
quantidade de massa que sai junto com a borra (a qual já tem tratamento técnico
adequado para o descarte desta massa).
4.4 Cálculo estequiométrico da queima do rejeito da pintura da planta de
São Caetano do Sul para determinar a energia fornecida para a caldeira
Para este cálculo considerou-se o ar teórico mostrado no Apêndice III e com
10% a mais do teórico para garantir queima completa, mostrado também naquele
apêndice.
Deste cálculo, obteve-se dois resultados importantes, um é a relação [massa
de combustível / massa de componente que forma a massa total do VOC]. O outro é
a energia das entalpias de combustão de cada um para depois serem sumarizadas.
Podem ser vistos os resultados dos cálculos do Anexo III.
4.4.1 Cálculo do volume de ar e da participação do VOC na reação
No cálculo abaixo, registra-se a participação de cada componente pesquisado
do VOC e mostra-se o valor da quantidade de calor transferida para a caldeira de
cada componente já se considerando o incremento de 6% em massa de cada um dos
solventes. Esta consideração é necessária para absorver condições de máximo no
processo de funcionamento da pintura, assim como, para calcular o tamanho dos
equipamentos se a pintura utilizar tintas com maior quantidade de solventes.
(Quando a tinta tem maior quantidade de solvente é muito mais fácil obter a
qualidade na pintura assim como controlar o processo de pintura).
Foi considerado 10% a mais do ar teórico para fazer a reação com o VOC. Os
valores detalhados podem ser consultados no Apêndice III.
( ) ( )∑ ⋅= 0VOCRPVOCicombVOC h m totalQ&
kW 3.335 totalQcombVOC =& (dado para cálculo)
59
O volume mássico de VOC reage com 3.720,51 m³/h de ar
4.4.2 Cálculo do volume de ar e da participação do GN na reação
No cálculo abaixo, registra-se a participação do GN e mostra-se o valor da
quantidade de calor transferida para a caldeira da reação com o gás. É importante que
o controle de demanda na variação mássica do processo de pintura será controlado
pela variação do GN, que deverá ter um controle preciso para assegurar queima
completa sem desperdiçar energético, tampouco por em risco a simplicidade do
processo. O ar consumido na reação já considerando 10% a mais do ar teórico, está
mostrado abaixo. Para auxiliar estes cálculos, foram usados valores pesquisados em
[5]; [8]; [9]; [11]; [16]; [20] e [43].
Para trabalhar com gases é necessário fixar alguns parâmetros, principalmente
a temperatura para tratá-los corretamente. Abaixo estão os valores nas condições
adotadas para cálculo,. referenciado em [11] e calculado com [7].
Dados do Gás natural ( GN )
• PCI = 36.454,0 kJ/m³
• @ 20° C e 101,325 kPa
• ρ ar = 1,204 kg/m³
• d = ρ gás / ρ ar = 0,6425
• ρ gás = 0,7736 kg/m³
• PCI = 47.124,0 kJ/kg
Dados de Volume de ar e volume de GN
O fluxo volumétrico na entrada das estufas é de 90.000 [Nm³/h] de ar,
consequentemente este volume será rejeitado e entrará na câmara de combustão para
reagir com o fluxo mássico de VOC e GN na seguinte proporção:
60
• 3.720,51 m³/h de ar reage com VOC.
• 6.449,8 m³/h de ar reage com 540 m³/h de GN (este volume é gasto para
aquecer as caldeiras atuais de baixa pressão e temperatura)
• 79829,7 m³/h de ar reage com 4294,23 KgGN
O fluxo volumétrico de ar para circular pela roda de adsorção é de 70.000
[Nm³/h]. Então a saída terá o mesmo volume adicionado com massa de VOC,
retirado no processo de dessorção.
• 70.000 m³/h de ar reage com 3.765,47 kgGN após fazer a dessorção no
disco de adsorção. Ver figura 4.1.
Sumarizando:
149.829,7 m³/h é o volume de ar que entra no programa de cálculo [7].
Na saída do software EES, o futuro consumo de GN a mais do que já
gastamos hoje é:
9.162 kgGN ou 11.843 m³/h. (dado utilizado para o cálculo do custo
operacional)
Dados de quantidade de energia transferida para o fluido do ciclo Rankine, a
partir das reações acima:
kW542.4atualQ ;kW 927.119futuroQ combGNcombGN == &&
kW 124.469 atualQ futuroQtotalQ combGNcombGNcombGN =+= &&& (dado p/ cálculo) [7]
61
4.5 Como aproveitar e otimizar os fluxos de energia
Como poderá ser visto na figura 4.5.1, pode-se tratar os voláteis como
combustíveis reagindo em conjunto com o ar. O ideal seria fazer a queima completa
com a quantidade certa de ar, mas como a oferta de VOC sofre uma variação mássica
no transcorrer do tempo, optou-se por fazer o controle de demanda com o GN. Como
é muito difícil garantir que a reação com o ar seja estequiometricamente completa,
para não resultar monóxido de carbono na saída, faz-se a queima com 110% de ar
teórico, objetivando-se ter oxigênio em pequena quantidade na saída. Esta é uma
forma de otimizar as ofertas de energias. Tem-se que identifica-las, conhece-las nos
detalhes e depois tomar atitude de fazer o melhor uso desta oferta de energia.
Figura 4.5.1 diagrama de oferta de voláteis para queima no reator
Outra oferta de energia, mais vantajosa, é extrair uma massa de vapor do
sistema Rankine, ao invés de manter a geração de vapor velha, onde o rendimento
térmico é muito baixo.
Para fazer o cálculo da extração de vapor , é necessário usar a fórmula de
balanço enérgético na turbina.
vcQ&
vcW&AR O2 + 3,76 N2Xilenos C8 H10Isopropil benzen C9 H12Tolueno C7 H12Butanol C4 H10 O Acetato de butilaC6 H12 O2Acetato de butil gC8 H16 O3Acetato de amilaC7 H14 O2N butanol C4 H10Etanol / alcool etC2 H6 OPropanona II / A C3 H6 OAcetato de etila C4 H8 O2Alcool IsopropilicC3 H8 O
Gás Natural:Metano CH4Etano C2H6Propano C3H8Isso-Butano C4H10N-butano C4H10Pentano C5H12
PRODUTOS DA COMBUSTÃO( ) CO2 + ( ) H20 + ( ) N2
0
Volume de Controle: VC
Reator em regime permanenteE cinética e E potencial desprezadasAr 23,5ºC, 1 atm, sêcoCombustão completaTaxa de calor para a caldeira
0
vcQ&
vcW&AR O2 + 3,76 N2Xilenos C8 H10Isopropil benzen C9 H12Tolueno C7 H12Butanol C4 H10 O Acetato de butilaC6 H12 O2Acetato de butil gC8 H16 O3Acetato de amilaC7 H14 O2N butanol C4 H10Etanol / alcool etC2 H6 OPropanona II / A C3 H6 OAcetato de etila C4 H8 O2Alcool IsopropilicC3 H8 O
Gás Natural:Metano CH4Etano C2H6Propano C3H8Isso-Butano C4H10N-butano C4H10Pentano C5H12
vcQ&
vcW&AR O2 + 3,76 N2Xilenos C8 H10Isopropil benzen C9 H12Tolueno C7 H12Butanol C4 H10 O Acetato de butilaC6 H12 O2Acetato de butil gC8 H16 O3Acetato de amilaC7 H14 O2N butanol C4 H10Etanol / alcool etC2 H6 OPropanona II / A C3 H6 OAcetato de etila C4 H8 O2Alcool IsopropilicC3 H8 O
Gás Natural:Metano CH4Etano C2H6Propano C3H8Isso-Butano C4H10N-butano C4H10Pentano C5H12
PRODUTOS DA COMBUSTÃO( ) CO2 + ( ) H20 + ( ) N2
00
Volume de Controle: VC
Reator em regime permanenteE cinética e E potencial desprezadasAr 23,5ºC, 1 atm, sêcoCombustão completaTaxa de calor para a caldeira
00
62
Devido à dificuldade em separar os voláteis, em estado gasoso, já misturado
com o ar das cabines, o melhor seria completar a estequiometria com os
componentes do gás natural
.
4.6 Quantidade total de energia fornecida para o fluido do ciclo Rankine
kW 115.357 totalQ totalQQ combGNcombVOC =+= &&& (dado p/ cálculo) [7]
Foi considerado, na entrada dos cálculos, o rendimento de transferência de
calor em 0,90. Ver capítulo das hipóteses: 4.7.1.
4.7 Modelo Matemático da proposta para São Caetano do Sul
Para executar o modelo matemático será necessário enumerar um conjunto de
hipóteses, fixar alguns conceitos e também considerações para estabelecer
parâmetros para os cálculos.
4.7.1 Hipóteses para balizar os cálculos
• Ar de saída dos vestíbulos não será tratado, pois não há necessidade (será
subtraído do total: 147.500 m³/h).
• Borra de tinta (captada no circuito hidropack, não será objeto deste estudo). Já
tem tratamento adequado. Será considerado 2,0% do volume mássico de VOC
que entra, como rejeitado na borra.
Será considerado 2,0% do volume mássico do ar sem VOC das cabinas de
pintura como perdas naturais para o ambiente ( subtrair 49.920 m³/h).
• Os consumos de GN, óleo BPF, ar comprimido, água potável e energia elétrica
mostrados na figura 4.2.1.1, são dados médios (resultado de levantamento
histórico de consumo de 12 meses de produção feito pelos departamentos de
produção e manutenção).
63
• As vazões mássicos de VOC, mostrados na tabela 4.3.1, são dados médios
(resultado de levantamento histórico de consumo de 25 meses de produção
feitos pelo Departamento Químico de preparação de tintas).
• Nas saídas das estufas a concentração de VOC é de 0,830 g/m³.
• Nas saídas da ventilação de ar do circuito do hidropack, o volume mássico é de
245.080 [Nm³/h]. Este será somado ao ar de saída das cabines de pintura.
• A umidade relativa do ar na saída das cabines de pintura é de 60% e das
estufas é de 50%.
• Quando a concentração de VOC estiver com: 1g/m³ a 1,2 g/m³ implica em
combustão espontânea se houver faísca.
• Temperatura de trabalho das cabines de pintura é de 22,5°C a 27° C. Para
efeito de cálculo será adotado na área de captação deste ar ( no entremeio as
chaminés) a temperatura de 23.5° C.
Abaixo mostra -se os valores dos rendimentos para os equipamentos do ciclo
Rankine proposto para SCS:
• Transferência de Calor da câmara de combustão para o fluido do ciclo
Rankine: 9,0comb =η
Na turbina 7,0t =η
Na bomba 7,0b =η
No gerador 95,0e =η
Foram adotados 3% de perda de massa de água por evaporação na torre de
resfriamento no circuito de refrigeração do condensador que deverá ser reposta.
• Pressão de 60 bar no ciclo.
• Pressão de saída na turbina de 0,08 bar.
• Temperatura no circuito do condensador: entrada 30°C e saída 40°C
64
5 CÁLCULO FINANCEIRO DA PROPOSTA PARA SÃO
CAETANO DO SUL
Para estabelecer os parâmetros de todos os custos é necessário estudar os
valores pagos atualmente para gerar o vapor que é utilizado nos processos, o custo da
energia elétrica gasta para gerar outros benefícios energéticos como ar comprimido,
energia mecânica, energia térmica, iluminação, etc.
5.1 Cálculo do preço do GN para figura atual
Hoje gera-se vapor através de caldeiras simples que consomem em média 540
[m³/h] para gerar vapor suficiente para atender os processos de fabricação e também
para atender aos restaurantes e vestiários dos funcionários, com o custo de
0,7956462420 [R$/m³] calculados assim:
Usando para cálculo uma média de 572 [h/mês] de funcionamento das
caldeiras, obtida em dados coletados de 13 meses de funcionamento, a faixa de
consumo “Banda 7” mostrada na tabela de “Tarifas de Gás Natural Canalizado –
Área de Concessão da Comgás” para “Segmento Industrial - Região Metropolitana
de São Paulo” ditado pela Portaria CSPE nº 297, de 28/05/2004
Aplicando o fator de conversão ( 1,0246 ) no consumo medido e aplicando a
fórmula de Importe imposta na Portaria acima chega-se aos valores abaixo:
Preço atual = 0,7006550515 [R$/m³] sem imposto (ICMS)
Preço atual = 0,7956460284 [R$/m³] com imposto (ICMS)
Nos preços acima estão considerados os impostos PIS e COFINS.
Na figura abaixo vê-se os cálculos do conjunto de caldeiras atuais para
determinar os valores de pressão, temperatura e vazão mássica a serem tirados de um
estágio da turbina a vapor proposta.
65
Figura 5.1.1 Modelagem das caldeiras atuais
5.2 Cálculo do preço do GN da proposta para São Caetano do Sul
Para cálculo do futuro consumo de gás que será utilizado na 2ª proposta de
cogeração para a planta de SCS, utilizaremos à tabela de “Tarifas de Gás Natural
Canalizado – Área de Concessão da Comgás” para “Segmento Cogeração” ditado
pela Portaria CSPE nº 297, de 28/05/2004, com vigência a partir de 31/05/2004.
A empresa enquadra-se na “Banda” 6, com o consumo médio calculado de
9.095.377,72 [m³/mês], representando assim, um consumo de 15.901,01 [m³/h], em
função da Planta de Potência ficar em funcionamento 572 [h/mês]. Para esta figura, e
usando a tabela da Comgas o preço seria:
Preço = 0,491677 [R$/m³] sem ICMS cogeração destinada consumo próprio
Preço = 0,489137 [R$/m³] sem ICMS cogeração destinada a revenda
MODELAGEM SIMPLIFICADA DAS CALDEIRAS DE BAIXA PRESSÃO de SCS
TANQUES DA PINTURACHUVEIROS VESTIÁRIOSRESTAURANTESOUTROS USOS DE VAPOR
CALDEIRA
inQ&
1
2
=1P
=1T
=1h
=2P=2T=2h
8 bar
135° C a 145° C
611,1 kJ/kg
45° C
GN (Brasileiro) [16]Poder Calorífico Superior =38727,9 kJ/kg ou = 9250 kcal/kg pc:Poder Calorífico Inferior =37651,9 kJ/kg ou = 8993 kcal/kgDensidade relativa (ar=1) = 0,602 kg/m³Massa Molecular Aparente = 17,367 g/molRelação ar/gás = 9,96/1 m³/m³Velocidade de chama (H2 = 346 cm/seg) = 49,4 cm/segLimite de inflamabilidade superior (%gás no ar) = 14,9Limite de inflamabilidade inferior (% gás no ar) = 4,8
18.000 kg/h=VAPORm&
1 kcal/kg K = 4,1868 kJ/kg K1 kJ/kg K = 0,238846 kcal/kg K
1P
189,1 kJ/kg
( )21VAPOR hhm −×&
VOLUME DE GN
=Q&
[3]
/hm5400,65p/η
3GN =∀
=&
MODELAGEM SIMPLIFICADA DAS CALDEIRAS DE BAIXA PRESSÃO de SCS
TANQUES DA PINTURACHUVEIROS VESTIÁRIOSRESTAURANTESOUTROS USOS DE VAPOR
CALDEIRA
inQ&
1
2
=1P
=1T
=1h
=2P=2T=2h
8 bar
135° C a 145° C
611,1 kJ/kg
45° C
GN (Brasileiro) [16]Poder Calorífico Superior =38727,9 kJ/kg ou = 9250 kcal/kg pc:Poder Calorífico Inferior =37651,9 kJ/kg ou = 8993 kcal/kgDensidade relativa (ar=1) = 0,602 kg/m³Massa Molecular Aparente = 17,367 g/molRelação ar/gás = 9,96/1 m³/m³Velocidade de chama (H2 = 346 cm/seg) = 49,4 cm/segLimite de inflamabilidade superior (%gás no ar) = 14,9Limite de inflamabilidade inferior (% gás no ar) = 4,8
18.000 kg/h=VAPORm&
1 kcal/kg K = 4,1868 kJ/kg K1 kJ/kg K = 0,238846 kcal/kg K
1P
189,1 kJ/kg
( )21VAPOR hhm −×&
VOLUME DE GN
=Q&
[3]
/hm5400,65p/η
3GN =∀
=&
66
Usando dados do ANEXO C tem-se:
Preço = 0,2533 [R$/m³] contrato com importação direta
Preço = 0,1615 [R$/m³] contrato Argentina (não disponível p/ São Paulo)
Preço = 0,3055 [R$/m³] contrato com GSA (contrato Bolívia-Brasil)
Para o estudo de viabilidade, onde se criam cenários otimistas e pessimistas,
dependendo do tipo de contrato a ser realizado ou fazer contratos múltiplos para não
ficar preso somente a um fornecedor de insumo, a exemplo de como é feito hoje com
o fornecimento de energia elétrica.
5.3 Valores dos preços de energia elétrica atual e considerações
Hoje é adquirida a energia elétrica de empresas distribuidoras em 88 [kV]
trifásico. Esta energia é transformada em 4.160 [V], para alimentar diretamente 5
motores, responsáveis por gerar 11.452 [m³/h] de ar comprimido a pressão de 8 [bar].
Estes motores, com 3 de 900 [cv] e 2 de 800 [cv], totalizam 3,1648 [MW]. O restante
da energia contratada é transformada em 13,2 [kV] e depois para 4,16 [V] para ser
distribuída dentro da planta, que será transformada em 440 [V] para consumo em
equipamentos, motores e circuitos maiores, para consumo específico é transformada
em 220 [V] e 110 [V].
Os preços abaixo são confiáveis, pois foram levados em consideração os
contratos de fornecimento, fatores de correção com perda de cabos (conceito de
fornecimento em ponto geométrico virtual), recuperação de impostos previstos em
leis vigorando nesta data, horário de pico e multas contratuais para quando exceder o
contratado em 5%.
Preço atual = 120,26 [R$/MW] com recuperação máxima possível dos
impostos
Preço atual = 138,79 [R$/MW] com imposto (ICMS, PIS e COFINS)
67
Os preços acima são as melhores condições, isto é, consumindo todo valor
contratado mais 3 % acima do valor contratado sem entrar na zona de multa por
excesso.
5.4 Tempo de para obtenção e instalação dos equipamentos
Para fazer o desenvolvimento deste investimento será necessário um
planejamento detalhado.
Para o detalhamento e dimensionamento do projeto, assim como para o
levantamento de dados para se fazer as análise de risco, para esta atividade, será
necessário 1 mês de pesquisa junto a órgão governamental.
É necessário esgotar todas as possibilidades de pesquisa para tentar obter o
menor preço e as melhores condições de fornecimento do GN, este parâmetro é
fundamental para uma saudável condição de negócio e operação da planta.
Necessita-se fazer em 4 meses todo detalhamento de projeto para poder iniciar
as operações de cotações já com o grupo de compras envolvido.
Paralelamente a esta atividade, e já com o anteprojeto em mãos, tem-se que
negociar com o DAIA para fazer o estudo de impacto ambiental, e EIA/RIMA para
obter a licença prévia LP, pois sem o aval local e federal não convém fazer o
investimento.
As atividades de projeto civil, que envolvem-se demolição e novas instalações
para receber os equipamentos, levam 3 meses de desenvolvimento técnico, após
determinados os detalhes técnicos dos equipamentos.
Basicamente, serão necessários de 6 a 9 meses de desenvolvimento técnico
para formular todas as figuras técnicas custeadas, já com as análises de risco de
investimento mais atrasos, etc.
A proposta em si não afeta parada de linha de produção longa, pois temos
duas casas de força para gerar vapor a baixa pressão consumido hoje, então a melhor
estratégia seria demolir a casa de força central e operar a planta com a outra do lado
direito da figura, ambas estão mostradas na figura 4.2.1.
Com relação às tomadas de ar, pode-se, no último piso das máquinas de
exaustão da pintura, instalaria as válvulas de desvio no meio das chaminés existentes,
conforme mostra a figura 4.1.
68
Após a compra dos equipamentos, deve-se considerar um período de 12
meses para a construção, transporte e desembaraço burocrático, prevendo-se um
atraso de risco de 1 mês.
Para instalação, leva-se 3 meses para colocar em funcionamento, também se
deve prever um atraso de risco de 1 a 2 meses.
Mesmo contabilizando-se e fazendo-se uso de atividades simultâneas, o
cronograma completo, que normalmente pode-se adotar, é de 2 anos, com uma folga
de mais 2 meses.
5.5 Preços dos equipamentos da proposta para São Caetano do Sul
Sendo esta atividade realizada em ambiente industrial, ela é realizada com a
composição dos preços em forma detalhada por etapas e micro etapas, e sempre com
base em “preços referenciadores” pagos em projetos semelhantes no passado,
montando assim um arquivo comparativo temporal (benchmark’s) que balizam as
tomadas de decisões e negociações, envolvendo vários departamentos desde
auditorias externas contratadas, para acompanharem as análises de cotações, até
departamentos de finanças , jurídico, engenharia de compras, manufatura, produto ,
qualidade e outros quando necessário. Normalmente, para grandes valores, as
decisões são tomadas por comitês compostos por elementos multifuncionais.
Para efeito de estudo, usa-se preços de cotação realizada com custos
estimados, pesquisado no mercado com profissionais da área. Nestes valores estão
incluídos todos os preços das etapas e micro-etapas, podendo considerar a soma do
total como igual ou maior à realmente necessária para se realizar este investimento.
Tabela 5.5.1 Indicadores econômicos de 03 ago. 2005. [41]
INDICADORES ECONÔMICOS - 3/8/2005
COMPRA VENDA Dólar comercial R$ 2,309 R$ 2,311 Dólar paralelo SP R$ 2,543 R$ 2,637 Euro R$ 2,854 R$ 2,856 IGPM (FGV) JUN: -0,44 JUL: -0,34 AC/ANO: 1,41 Bolsa SP Índice: 26.714 Variação: -0,28% Valor R$ 1,763 bilh.
69
Tabela 5.5.2 Taxa de câmbio para agosto 2005
TAXA DE CÂMBIO usada internamente 3/8/2005 Real Euro Dólar Dólar R$ 2,415 EU$ 0,826746 US$ 1,00 Euro R$ 2,92109 EU$ 1,00 US$ 1,209561
• Turbina a vapor com gerador elétrico
(Grupo de classificação fiscal 8502390000, grupo eletrogênio)
Fornecedor General Electric ou Similar
Origem: Itália ou França
Preço FOB: EU$ 4.000.000,00 implica em Preço Planta =
Eu$5.154.400,00
Preço Planta em reais = R$ 15.056.466,30
• Comissionamento, instalação, try out & start up do turbo gerador (com 1
ano de manutenção e acompanhamento)
Fornecedor General Electric ou Similar
Preço Eu$ 1.160.000,00
Preço Planta em reais = R$ 3.388.464,40
• Casa de força com demolição, fundações, climatização, talhas e
facilidades.
Fornecedor CCB-P Engª e Projetos S/S ou Similar
Preço em reais = R$ 2.000.000,00
• Roda de Adsorção com serviços de instalação e star up inclusos
Fornecedor Eisenmann
Origem Alemanha
Preço FOB: EU$ 1.000.000,00 Plant cost EU$ 1288.600,00
Preço Planta em reais = R$ 3.764.116,58
70
• Condensador com instalação e start up incluso
Fornecedor local
Preço em reais = R$ 200.000,00
• Desaereador e lavador de gases com start up e instalação inclusos
Fornecedor local
Preço em reais = R$ 200.000,00
• Desmineralizador de água e cobertura de caldeira com civil,
instalações e start up inclusos
Fornecedor local
Preço em reais = R$ 520.000,00
• Caldeira de alta Pressão com queimadores para GN com recuperação
de vapor e queima suplementar
Fornecedor CMI ou Similar
Origem: EUA ou França
Preço FOB: US$ 3.300.000,00 implica em Preço Planta = US$4.252.380,00
Preço na planta em reais = R$ 10.269.497,70
• Comissionamento, instalação, try out & start up da caldeira (com 2
anos de manutenção e acompanhamento)
Fornecedor CMI & Local ou Similar
Preço US$ 725.000,00
Preço Planta em reais = R$ 1.750.875,00
Preço total do investimento em Reais R$ 37.149.419,98
Preço total do investimento em Dólar US$ 15.382.782,60
• Gastos internos com engenharia mais contratações de consultorias
para detalhar e dar suporte ao departamento de compras até a análise
de cotações no período de 6 a 8 meses.
71
Preço em Reais = R$ 1.197.000,00
72
5.6 Resumo da análise financeira
Não foi mencionado ainda o preço e o pequeno aumento de consumo de água
fresca, pois bem, deverá ser considerado neste item de sumarização dos custos o
valor de aumento de consumo de água em 28 [l/h], para repor a perda por evaporação
no condensador a um custo de R$7,78 /m³. Então, deve-se considerar a planta
operando a 572 [h/mês] e a 12 meses por ano temos: custo mensal = R$ 16.016,00 e
custo anual= R$ 192.192,00.
O custo total do investimento é de R$37.149.419,98 e US$ 15.382.782,60.
O custo estimado de desenvolvimento é de R$ 1.197.000,00.
Usando-se os dados financeiros do [44] (CENBIO), de exemplo, apesar de
estar fora de vigor, ele serve como uma boa referência para exercitar cenários do
investimento. Os futuros programas devem ser próximo destes dados, senão, não
estimularia esta atividade.
Foi criada uma planilha, ver ANEXO A e B, para facilitar o cálculo de retorno
de capital e o fluxo de caixa para vários cenários, onde pode-se variar a tarifa do GN,
da energia elétrica, os juros de capital de terceiros e a porcentagem de tomada de
capital de terceiro.
Para análise tem-se que interpretar a TIR, o Tempo de retorno do capital, para
vários cenários.
Foi anexado aqui somente duas figuras, uma com os valores mostrados na
tabela 5.6.1, em que se usa capital próprio e a taxa média de atratividade em 12% aa.
Na tabela 5.6.2, em que se usa 40% do investimento tomado de capital de
terceiro a juros de 14% aa e taxa média de atratividade em 12% aa.
73
Tabela 5.6.1 Dados para cálculos financeiros com TMA=12% e com
cenário sem capital de terceiro
Tabela 5.6.2 Resultado de cálculos financeiros com TMA=12% e com
cenário sem capital de terceiro
Conclusão para este cenário:
Para este cenário, é interessante o investimento, pois o tempo de retorno é
4,39 anos. e a Taxa Interna de Retorno de 30,45%, indicam projeto viável.
0,79564603 [R$/m³]146,52 [R$/MWh]138,79 [R$/MWh]120,26 [R$/MWh]
GN Comgas Tabela de Cogeração 0,491677 [R$/m³]GN varios contratos 0,28 [R$/m³]
0,2533 [R$/m³]
12% [%]14% [%]
00% [%]
Preço Energia Eletrica (imp rec)
GN melhor preço
Dados para cáculos
Tarifas Para Condição Proposta
Prestação Capital Terceiros
T.M.A
Juros Capital Terceiros
Porcentagem de Capital de Terceiros
Energia eletrica (Comercial)GN atual
Tarifas Atuais
Energia Eletrica (Baixo consumo)
74
Tabela 5.6.3 Dados para cálculos financeiros com TMA=12% Juros 14%
e cenário com 40% com capital de terceiro
Tabela 5.6.4 Resultado de cálculos financeiros com TMA=12% com
Juros 14% e cenário com 40% com capital de terceiro
Conclusão para este cenário:
Vendo os dados na tabela 5.6.4, para este cenário, é razoável o interesse no
investimento, pois o tempo de retorno é 10,17 anos, mas a Taxa Interna de Retorno é
de 16,17%, o que indica projeto viável mas com o interesse diminuído.
0,79564603 [R$/m³]146,52 [R$/MWh]138,79 [R$/MWh]120,26 [R$/MWh]
GN Comgas Tabela de Cogeração 0,491677 [R$/m³]GN varios contratos 0,28 [R$/m³]
0,2533 [R$/m³]
12% [%]14% [%]
-2220479,640% [%]
Tarifas Atuais
Energia Eletrica (Baixo consumo)
Porcentagem de Capital de Terceiros
Energia eletrica (Comercial)GN atual
Prestação Capital Terceiros
T.M.A
Juros Capital Terceiros
Dados para cáculos
Tarifas Para Condição Proposta Preço Energia Eletrica (imp rec)
GN melhor preço
75
6 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES
Através deste estudo, pretendeu-se mostrar as figuras de investimento
possíveis, as alternativas e soluções para instalação de uma planta de geração de
energia. Apresentar informações confiáveis, custeadas, e também alertar os caminhos
para realizar a análise de risco para adotar o investimento em planta de potência, ao
invés de seguir o caminho convencional ditado pelo mercado.
Uma empresa deste porte, quando tenta trilhar pelo caminho da inovação
tecnológica, deve se dedicar aos estudos estratégicos e buscar o maior número de
informações possíveis para diminuir os riscos que sempre estão contidos em projetos
grandes e inovadores.
Para tratar gases rejeitados de processos de pintura industrial,
convencionalmente, investe-se em equipamentos de Oxidação Térmica. Seguindo-se
as soluções convencionais faz-se a aquisição de dois RTO’s, mais instalações para
tratar somente os gases das estufas (90.000 [Nm³/h]) com ar rejeitado com grande
concentração de VOC, se gastam os atuais 540 [m³/h] de GN para gerar o vapor atual
de processo e mais 100 [m³/h] de GN para completar a queima do ar com VOC e
continuar gastando o valor atual com o insumo energia elétrica.. Esta figura de
investimento em equipamentos convencionais totaliza, em US$ 9,0 milhões deixando
sem tratar os outros 2,2 milhões [Nm³/h] vindos das cabines de pintura com baixa
concentração de VOC.
Pode-se também investir mais US$ 1,229 milhão na roda de adsorção e tratar
o restante do ar para ser queimado nos RTO’s. Para efeito comparativo com a
proposta deste trabalho, quantifica-se abaixo para cenário atual usando solução
convencional:
• Investimentos ( US$10.229.000,00 ) = ( R$ 24,7 milhões )
• GN (640 [m³/h] x 572 [h] ) = ( R$ 291.270,00 )
• Energia Elétrica = ( R$ 1.820.736,4 )
76
Quantifica-se Cenário Inovador proposto neste trabalho:
• Investimentos ( US$15.224.145,00 ) = (R$ 36,8 milhões)
• GN ( 11843 [m³/h] x 572 [h] ) = (R$ 1.896.775,00)
• Energia Elétrica (mínimo para manutenção) = (R$ 9.9923,00)
• Energia Elétrica (Gerada para consumo próprio) = R$ 1.820.736,4
• Energia Elétrica (Gerada para ser capturada/ vendida) = R$ 11.250.248,00
• Custo evitado para vapor de processo obtido da cogeração proposta neste
trabalho = R$ 291.270,00
Conforme verificado no capitulo 5 item 6, sugere-se que a proposta deste
trabalho em investir em planta de potência geradora de energia elétrica e cogeração
de vapor é viável do ponto vista econômico.
Também é mostrado alguns riscos e a sensibilidade de ser bom ou ruim,
principalmente em função dos contratos realizados para obtenção do insumo
principal, o GN.
Importante que com esta proposta reduz-se as emissões de voláteis no ar, e
tem-se o aproveitamento da energia, conseguindo assim realizar todos os processos
atuais sem alterá-los, para manufaturar automóveis.
Abaixo estão listadas as vantagens desta proposta:
• Reduz emissões de voláteis no ar.
• Não altera os processos atuais instalados
• Não é necessário que tenha parada longa de produção para introduzir a
proposta deste trabalho.
• Utiliza os insumos com seus respectivos custos, em um cenário
economicamente conveniente para empresa, agredindo menos o meio
ambiente.
• Os fluxos de energia são utilizados de forma adequada, para conseguir
os trabalhos finais.
77
Abaixo estão listadas as desvantagens desta proposta:
• Longas negociações político–governamentais, para estabelecer
acordos convenientes para a empresa e para a sociedade.
• Tem-se que assegurar o fornecimento de GN, pois a falta deste insumo
implicaria na parada de produção.
• Tem-se que firmar o melhor contrato de preço possível do GN, pois
este influi diretamente na viabilidade da proposta para SCS.
Sugere-se para trabalhos futuros, estudos semelhantes para SJC, Rosário e
Gravataí, pois este estudo de caso para SCS, não se aplica diretamente aos outros
lugares. Os valores de fluxos de energias, massas, temperaturas e outros parâmetros,
deverão ser levantados para cada local.
78
7 LISTA DE REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
[1] OLIVEIRA Jr, S. O.. SISTEMAS COMBINADOS DE POTÊNCIA. [S.I.]:
Tecnologia e gestão da geração distribuída e cogeração, 2002. 23p.
[2] OLIVEIRA Jr, S. O..ANÁLISE TERMODINÂMICA DOS PROCESSOS DE
CONVERSÃO DE ENERGIA; Apostilas e Notas de Aula da Matéria PMC-
5601. São Paulo. EPUSP.; 2002.
[3] MORAN M. J.; Shapiro, H. N. FUNDAMENTAL OF ENGINEERING
THERMODYNAMICS.5TH Edition. USA: John Willey & Sons, Inc, 2004.
874p.
[4] Associação Brasileira de Grandes Consumidores de Energia.
Disponível em: <htpp://www.abrace.org.br>.
Acesso em: 01 maio 2004.
[5] GasNet. O site do Gás.
Disponível em: <htpp://www.gasnet.com.Br/gasnet_br/oque_gn/gás_completo.asp>.
Acesso em: 05 maio 2004.
[6] Página da Internet: Dispohível em:
<htpp://www.geocities.yahoo.com.br/galileon/2/termo/quant_calor.htm>.
Acesso em:05 maio 2004.
[7] EES; Engineering Equation Solver, Academic Commercial V7.173-3D
(07/04/04). Alvarado and Klein, version2004.
[8] PERRY, R. H. . Perry’s Chemical Engineer’ Handbook. 7TH Edition.
[S.I.]:McGraw-Hill, 1999.
79
[9] Site da Internet. Disponível em:<htpp://www.gasmig.com>. Acesso em: 06 maio
2004.
[10] Petrobras. Disponível em: <htpp://www.gasenergia.com.br>. Acesso em: 06
maio 2004.
[11] Congás. Disponível em: <htpp://www.comgas.com>. Acesso em 06 set.
2002.
[12] BNDS. Disponível em:
<htpp://www.bnds.gov.br/conhecimento/livro-ideias/livro-05.pdf>.
Acesso em: 20 maio 2004.
[13] ABRAGE. Associação Brasileira das empresas Geradoras de Energia
Elétrica. Disponível em: <htpp:/www.abrage.com.br/noticias/n010312.htm>.
Acesso em: 20 maio 2004.
[14] Fundação Estadual do Meio Ambiente. Disponível em:
<http://www.feam.br/Normas_Ambientais/Delibera%C3%A7%C3%B5es_Norm
ativas/1998/dn_copam26-98.PDF>. Acesso em: 20 maio 2004.
[15] Associação Brasileira de Engenharia Química. Disponível em:
<htpp://www.abeq.org.br/enunc/enunciado92.html>. Acesso em: 04 maio 2004.
[16] Gás Brasiliano. Disponível em:
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80
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Acesso em 19 jan 2005. Balanço energetico Nacional 2003.
[20] Petrobras. Disponívem em:
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[22] Ministerio de Trabajo e Assuntos Sociales. Espanha. Disponível em:
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[23] CETESB. Disponível em: <htpp//:www.cetesb.sp.gov.br>. Acesso em: 17
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arqivos).
[24] CETESB. Disponível em:
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[25] CETESB. Disponível em:
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[26] CETESB. Disponível em:
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a=XILENO%20(ORTO)>. Acesso em: 17 out 2004.
81
[27] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=XILENO%20(XILENOL)>. Acesso em: 17 out. 2004.
[28] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=ALCOOL%20n%>. Acesso em: 17 out 2004.
[29] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=ACETATO%20DE%2> Acesso em: 17 out 2004.
[30] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=TOLUENO>. Acesso em: 17 out 2004.
[31] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=TOLUENO%202,%204>. Acesso em: 17 out 2004.
[32] CETESB. Disponível em:
<htpp//:www.cetesb.sp.gov.br/emergencia/produtos/ficha_completa1.asp?consult
a=ALCOOL%20ISOPROPILICO> Acesso em: 17 out 2004.
[33] CHMFINDER. Disponível em:
<htpp://www.chemfinder.cambridgesoft.com/result.asp>
(FISPQ do ACETATO DE ETILA CAS:141-78-6), Acesso em 17 nov 2004.
[34] Braskem. Disponível em:
<htpp//:www.braskem.com.br/ori-tec/fispq/pdf/FISPQ_XILENO.pdf>.
Acesso em 17 out. 2004.
[35] Braskem. Disponível em:
82
<htpp//:www.braskem.com.br/ori-tec/fispq/pdf/FISPQ_TOLUENO.pdf>. Acesso
em: 17 out. 2004.
[36] Braskem. Disponível em:
<htpp//:www.braskem.com.br/ori-tec/fispq/pdf/FISPQ_SOLVENTEAB9AB9.pdf>
Acesso em 17 nov 2004.
[37] EISENMANN, Literature. Environmental Tecnology, Guide Line for
Exhaust Air Purification, Waste Water Treatment, Waste Utilization.
Edition 1999. 104p.
[38] EISENMANN, Catalogue. Environmental Tecnology, Exhaust Air
Purification. 2004. 13p.
[39] MORENO, A. F. et al. Mecanismo de Desenvolvimento Limpo – MDL e
a Compra e Venda de Créditos de Carbono. Fundação getúlio vargas, Ribeirão
Preto, 2004.
[40] BRIGHENTI, C. R. F. Integração do Cogerador de Energia do Setor
Sucroalcoleiro com o Sistema Elétrico Programa Interunidades de Pós-
Graduação em Energia – PIPGE. USP 2003. 166p.
[41] CANAL DANA. Indicadores econômicos. Mensagem recebida por
<[email protected]> em 04 ago. 2005.
[42] DEMARQUE, E. TRIZ - Teoria para resolução de problemas inventivos
aplicada ao planejamento de processos na industria automotiva. USP, 2005)
[43] Agencia Nacional do petróleo. Disponível em:
<http://www.anp.gov.br/doc/informe_ci/CI_n_4.pdf>
Acesso em nov. 2004, e em 05 ago 2005.
83
[44] Centro Nacional de Referência em Biomassa. Nota técnica V.
Disponível em: <http://www.cenbio.org.br> Acesso em 17 abr. 2005.
84
ANEXO A TABELA DE ESTUDO DE VIABILIDADE ECONÔMICA COM TMA = 12% E CAPITAL PRÓPRIO
85
ANEXO B TABELA DE ESTUDO DE VIABILIDADE ECONÔMICA COM TMA = 12% MAIS EMPRÉSTIMO DE 40%
86
ANEXO C PREÇO DE GÁS NATURAL PLANKENGENHARIA
BOLETIM PLANCK 04/08/2005
Para a atenção de:
Sr. Eduardo H. Guerini
Considerando-se que o mercado de gás natural está aberto para compra direta
de produto e transporte, a partir desta data informaremos, semanalmente, as cotações
deste insumo e demais informações pertinentes de modo a permitir-lhe a melhor
relação custo x benefício para sua empresa.
Informaremos também, as cotações do petróleo e seus principais derivados.
Lembramos que os próximos cursos da Planck engenharia, "MERCADO
ABERTO: IMPORTAÇÃO DIRETA DE GÁS NATURAL PARA
CONSUMIDORES INDUSTRIAIS" será realizada em São Paulo dia 12/08/2005 e
Rio de Janeiro dia 02/09/2005.
Para maiores informações, favor acessar http://www.planckengenharia.com.br
ou ligar para 11 4169 8484.
Para visualizar as tabelas em html acesse
http://www.redenergia.com.br/gas_natural/cotacoes.03.08.2005.htm
Preços do GN (city-gate* e grande consumidor**)
(03/08/05)
GSA* (contrato Bolívia-Brasil) R$0,3055/m3 US$3,5444/MMBtu
Importação Direta* R$0,2533/m3 US$2,9388/MMBtu
87
Argentina* R$0,1615/m3 US$1,8738/MMBtu
Comgás** R$0,6081/m3 US$7,0546/MMBtu
CEG/CEGRIO** R$0,5024/m3 US$5,8284/MMBtu
Compagás** R$0,8341/m3 US$9,6764/MMBtu
Scgás** R$0,7149/m3 US$8,2936/MMBtu
Bahiagas** R$0,4223/m3 US$4,8991/MMBtu
Henry Hub* R$0,6923/m3 US$8,0318/MMBtu
Preços do Petróleo e Principais derivados
(03/08/05)
15-day Brent US$60,05/b
WTI US$61,50/b
Dubai US$56,61/b
Nafta (ARA) US$523,00/t
Gasolina (Nymex) US$1,785/USG
O.C. 3,5%S (Nymex) US$1,319/USG
O.C. 1,0%S (Nymex) US$1,667/USG
Caso não queira receber este informe, por favor, envie um e-mail para:
88
APÊNDICE I: Memorial de cálculo da proposta para SJC [7]
Formulas do cenário de SJC usando Software referência [7]
p5 = 60
p6 = 0,1
T5 = 275,6
h5 = h ( 'Water' ; T =400 ; P = p5 )
s5 = s ( 'Water' ; x = 1 ; P = p5 )
h6ise = h ( 'Water' ; s =s5 ; P = p6 )
0,7 = h5 – h6
h5 – h6ise
x6 = x ( 'Water' ; h =h6 ; P = p6 )
h7 = h ( 'Water' ; x = 0 ; P = p6 )
s7 = s ( 'Water' ; x = 0 ; P = p6 )
h8ise = h ( 'Water' ; s =s7 ; P = p5 )
Wbomba = magua · h8ise – h7
0,7
har780 = h ( 'Air' ; T =780 )
har180 = h ( 'Air' ; T =180 )
Q = 125965,65
3600 · ( har780 – har180 )
magua = Q
h5 – 197,9
Wtv = magua · ( h5 – h6 )
rendciclo = Wtv – Wbomba
Q
Wliq = Wtv – Wbomba
hCWin = h ( 'Water' ; T =Tcwin ; P = Pcw )
Tcwin = 30
HCWout = h ( 'Water' ; T =Tcwout ; P = Pcw )
Tcwout = 40
Pcw = 2
maguaCW = magua · h6ise – h7
HCWout – hCWin
89
Programação no EES do cenário de SJC [7]
p5=60
p6=0,1
T5=275,6
h5=ENTHALPY(Water;T=400;P=P5)
{h6=ENTHALPY(Water;x=1;P=P6)}
s5=ENTROPY(Water;x=1;P=P5)
h6ise=ENTHALPY(Water;s=s5;P=P6)
{rendimento isentrópico da TV e da bomba=0,7}
0,70=(h5-h6)/(h5-h6ise)
x6=QUALITY(Water;h=h6;P=P6)
h7=ENTHALPY(Water;x=0;P=P6)
s7=ENTROPY(Water;x=0;P=P6)
h8ise=ENTHALPY(Water;s=s7;P=P5)
Wbomba=magua*(h8ise-h7)/0,7
har780=ENTHALPY(Air;T=780)
har180=ENTHALPY(Air;T=180)
Q=125965,65/3600*(har780-har180)
magua=Q/(h5-197,9)
Wtv=magua*(h5-h6)
rendciclo=(Wtv-Wbomba)/Q
90
Wliq=(Wtv-Wbomba)
hCWin=ENTHALPY(Water;T=Tcwin;P=Pcw)
Tcwin=30
HCWout=ENTHALPY(Water;T=Tcwout;P=Pcw)
Tcwout=40
PCW=2
maguaCW=magua*(h6ise-h7)/(hCWout-hCWin)
CONFORME INFORMAÇÃO DO DEPTO DE INSTALAÇÕES
INDUSTRIAIS A GMB PAGA US$ 57,83 POR MWh.
A PINTURA DA PLANTA EM SJC OPERA 4300 h POR ANO.
A COGERAÇÃO PROPOSTA GERA 8,25 MW/h E CONSOME 666 m³ DE
GÁS NATURAL A MAIS.
PODE-SE CALCULAR Economia Anual:
Ec. Anual = 8,25 MW/h x US$ 50,108333 x 4300 h – [US$0.116667 x 666
m³/h x 4300 h ]
Ec.Anual = US$ 1,777,593.11 - US$ 334,110.96
Economia Anual = US$ 1,443,482.15
Falta considerar a amortização do investimento em equipamentos e
instalações, pois, o foco deste trabalho está no estudo mais aprofundado na 2ª
proposta para SCS.
91
Os cálculos acima estão em função do valor do MW em R$ 120,26 (com os
impostos possíveis recuperados), o valor médio do m³ do GN em R$0,28 e a cotação
do Dólar Americano a R$2,40.
92
APÊNDICE II: Resultado dos cálculos para a proposta para SJC [7].
Estes resultados foram obtidos através de cálculos realizados pelo software
EES, referencia [7].
([7] EES; Engineering Equation Solver, Academic Version 6.867-3DS.
Alvarado and Klein, version 2004.)
Programa ajustado para as unidades: [kJ]; [C]; [bar]; [kg]; [degrees].
h5=3177 [kJ/kg]
h6=2257
h6ise=1863 [kJ/kg]
h7=191,7 [kJ/kg]
h8ise=197,8 [kJ/kg]
har180=455,2 [kJ/kg]
har780=1107 [kJ/kg]
hCWin=125,8 [kJ/kg]
HCWout=167,7 [kJ/kg]
magua=7,655 Fluxo de água no ciclo Rankine [kg/s].
maguaCW=305,9 Fluxo de água na torre de resfriamento [kg/s].
p5=60 Pressão [bar].
p6=0,1
Pcw=2
Q=22804 Energia fornecida para Ciclo Rankine [MW].
rendciclo=0,3059
s5=5,889 [kJ/kg-K]
s7=0,6489 [kJ/kg-K]
T5=275,6
Tcwin=30 Temperatura de entrada no condensador [°C].
Tcwout=40
Wbomba=66,09 Potência da Bomba [MW].
Wliq=6975 Potência Líquida [MW].
Wtv=7042 Potência da Turbina [MW].
x6=0,8635
93
APÊNDICE III Determinação das entalpias de combustão do VOC
Cálculo estequiométrico para o XILENO (C8H10). Referência [2]
C8H10 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 8 b = 8
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c = 2 a a = 10,5
N : d = 3,76 a d = 39,48
C8H10 + 10,5 O2 + 39,48 N2 → 8 CO2 + 5 H2O + 39,48 N2
Cálculo estequiométrico (C8H10) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C8H10 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 8 b = 8
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c +2e= 2 a e = [(1,1 x 2 x 10,5) -16-5] / 2 = 1,05
N : d = 3,76 a x1,1 d = 39,48 x 1,1 = 43,428
C8H10 + 11,55 (O2 + 3,76N2) → 8 CO2 + 5 H2O + 43,428 N2 + 1,05 O2
Cálculo da entalpia de combustão do XILENO (C8H10) em unidade mássica.
Planta operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o
XILENO; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ475,208.41 -
kg2,106kmol
kmolkJ340.376.4 - h
M)080.19()820.241(5)520.393(8h
M)h()h(5)h(8h
)10H8(C0RP
)10H8(C0RP
10H8C0fO2H
0f2CO
0f)10H8(C
0RP
=⋅=
÷+−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 96,083kg/h de Xileno e
para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ94,999.196.4
hkg848,101
kgkJ475,208.41Q
mhQhkJ90,433.959.3
hkg083,96
kgkJ475,208.41Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 10H8(C0
)10H8RP(CVC
VC
JPH42) função 10H8(C0
)10H8RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
94
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)10H8C(
)ar(
%110molar)10H8C(
)ar(
)10H8C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
978,541
428,4355,11n ACe kmol
kmol98,49
148,395,10
nAC =+
==+
=
)10H8C(
)ar(
)10H8C(
)10H8C(
)ar(
)ar(
)10H8C(
)ar(
mássicom kg
kg634,13
kmolkg
2,106
kmolkg
97,2898,49
MM
98,49AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)10H8C(
)ar(3
)10H8C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m613,11kg1
1kg
634,13kgm
174,11
AC =⋅
=
95
Cálculo estequiométrico para o ISOPROPIL BENZENO (C9H12).
Referência [2]
C9H12 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 9 b = 9
H : 2 c = 12 c = 6
O : 2 b + c = 2 a a = 12
N : d = 3,76 a d = 45,12
C9H12 + 12 O2 + 45,12 N2 → 9 CO2 + 6 H2O + 45,12 N2
Cálculo estequiométrico (C9H12) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C9H12 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 9 b = 9
H : 2 c = 12 c = 6
O : 2 b + c +2e= 2 a e = [(1,1 x 2 x 12) -18-6] / 2 = 1,2
N : d = 3,76 a x1,1 d = 45,12 x 1,1 = 49,632
C9H12 + 13,2 (O2 + 3,76N2) → 9 CO2 + 6 H2O + 49,632 N2 + 1,2 O2
Cálculo da entalpia de combustão do ISOPROPIL BENZENO (C9H12) em
unidade mássica. Planta operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de
tabelas para o (C9H12); [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ02,577.40 -
kg7,122kmol
kmolkJ800.978.4 - h
M)800.13()820.241(6)520.393(9h
M)h()h(6)h(9h
)12H9(C0RP
)12H9(C0RP
12H9C0fO2H
0f2CO
0f)12H9(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 17,41 kg/h de (C9H12) e
para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ51,090.777
hkg151,19
kgkJ02,577.40Q
mhQhkJ92,445.706
hkg41,17
kgkJ02,577.40Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 12H9(C0
)12H9RP(CVC
VC
JPH42) função 12H9(C0
)12H9RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
96
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)12H9C(
)ar(
)12H9C(
)12H9C(
)ar(
)ar(
)12H9C(
)ar(
mássicom kg
kg4863,13
kmolkg
7,122
kmolkg
97,2812,57
MM
12,57AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)129(
)(3
)129(
)(3
4875,111
14863,13
174,11
HC
ar
HC
ar
ovolumetricV kg
mkg
kgkgm
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C9H12) para 42JPH+6%
hm9971,219
hkg
151,19kg
m4875,11 )ar(3
)12H9C(
)12H9C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
2761,258h
kg151,19
kgkg
4863,13m )ar()12H9C(
)12H9C(
)ar()ar( =⋅=&
97
Cálculo estequiométrico para o TOLUENO (C7H8) Referência [2].
C7H8 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 7 b = 7
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c = 2 a a = 9
N : d = 3,76 a d = 33,84
C7H8 + 9 O2 + 33,84 N2 → 7 CO2 + 4 H2O + 33,84 N2
Cálculo estequiométrico (C7H8) com 110% de ar teórico Referência [2].
C7H8 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 7 b = 7
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c +2e= 2 a e = [(1,1 x 2 x 9) -14-4] / 2 = 0,9
N : d = 3,76 a x1,1 d = 33,84 x 1,1 = 37,224
C7H8 + 9,9 (O2 + 3,76N2) → 7 CO2 + 4 H2O + 37,224 N2 + 0,9 O2
Cálculo da entalpia de combustão do TOLUENO (C7H8) em unidade
mássica. Planta operando 42JPH. Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas
para o (C7H8); [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ68,938.40 -
kg14,92kmol
kmolkJ090.772.3 - h
M)170.50()820.241(4)520.393(7h
M)h()h(4)h(7h
)8H7(C0RP
)8H7(C0RP
8H7C0fO2H
0f2CO
0f)8H7(C
0RP
=⋅=
÷−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 49,88 kg/h de (C7H8) e
para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ83,550.164.2
hkg873,52
kgkJ68,938.40Q
mhQhkJ36,021.042.2
hkg88,49
kgkJ68,938.40Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 8H7(C0
)8H7RP(CVC
VC
JPH42) função 8H7(C0
)8H7RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
98
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)8H7C(
)ar(
%110molar)8H7C(
)ar(
)8H7C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
124,471
224,379,9n ACe kmol
kmol84,42
184,339
nAC =+
==+
=
)8H7C(
)ar(
)8H7C(
)8H7C(
)ar(
)ar(
)8H7C(
)ar(
mássicom kg
kg47,13
kmolkg
14,92
kmolkg
97,2884,42
MM
84,42AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)8H7C(
)ar(3
)8H7C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m4736,11kg1
1kg
47,13kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C7H8) para 42JPH+6%
hm644,606
hkg
873,52kgm4736,11 )ar(
3)8H7C(
)8H7C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
199,712h
kg873,52
kgkg
47,13m )ar()8H7C(
)8H7C(
)ar()ar( =⋅=&
99
Cálculo estequiométrico para o BUTANOL (C4H10O) Referência [2].
C4H10O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c = 1+ 2 a a = 6
N : d = 3,76 a d = 22,56
C4H10O + 6 O2 + 22,56 N2 → 4 CO2 + 5 H2O + 22,56 N2
Cálculo estequiométrico (C4H10O) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C4H10O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c +2e= 1 + 2 a e = [(1,1 x 2 x 6) -8-5+1] / 2 = 0,6
N : d = 3,76 a x1,1 d = 22,56 x 1,1 = 24,816
C4H10O + 6,6 (O2 + 3,76N2) → 4 CO2 + 5 H2O + 24,816 N2 + 0,6 O2
Cálculo da entalpia de combustão do BUTANOL (C4H10O) em unidade
mássica. Planta operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas
para o BUTANOL; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ59,596.33 -
kg123,74kmol
kmolkJ280.490.2 - h
M)900.292()820.241(5)520.393(4h
M)h()h(5)h(4h
O)10H4(C0RP
O)10H4(C0RP
O10H4C0fO2H
0f2CO
0fO)10H4(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 19,777 kg/h de
BUTANOL e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para
caldeira.
hkJ91,318.704
hkg964,20
kgkJ59,596.33Q
mhQhkJ76,439.664
hkg777,19
kgkJ59,596.33Q
mhQ
VC
%6JPH42O) função 10H4(C0
O)10H4RP(CVC
VC
JPH42O) função 10H4(C0
O)10H4RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
100
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)O10H4C(
)ar(
%110molar)O10H4C(
)ar(
)O10H4C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
41,311
816,246,6n ACe kmol
kmol56,28
156,226
nAC =+
==+
=
)O10H4C(
)ar(
)O10H4C(
)O10H4C(
)ar(
)ar(
)O10H4C(
)ar(
mássicom kg
kg1623,11
kmolkg
123,74
kmolkg
97,2856,28
MM
56,28AC =
⋅=⋅=
⇒== 3)(
)()( 174,1
mkg
vm
ar
ararρ
)O10H4C(
)ar(3
)O10H4C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m508,9kg1
1kg
1623,11kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de BUTANOL para
42JPH+6%
hm33,199
hkg
964,20kg
m508,9 )ar(3
)O10H4C(
)O10H4C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
01,234h
kg964,20
kgkg
1623,11m )ar()O10H4C(
)O10H4C(
)ar()ar( =⋅=&
101
Cálculo estequiométrico para o ACETATO DE BUTILA (C6H12O2).
Referência [2]
C6H12O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 6 b = 6
H : 2 c = 12 c = 6
O : 2 b + c = 2 a + 2 a = 8
N : d = 3,76 a d = 30,08
C6H12O2 + 8 O2 + 30,08 N2 → 6 CO2 + 6 H2O + 30,08 N2
Cálculo estequiométrico (C6H12O2) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C6H12O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 6 b = 6
H : 2 c = 12 c = 6
O : 2 b + c +2e= 2 a+2 e = [(1,1 x 2 x 8) -12-6+2] / 2 = 0,8
N : d = 3,76 a x1,1 d = 30,08 x 1,1 = 33,088
C6H12O2 + 8,8 (O2 + 3,76N2) → 6 CO2 + 6 H2O + 33,088 N2 + 0,8 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C6H12O2) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o
(C6H12O2) ; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ57,637.28 -
kg16,116kmol
kmolkJ540.326.3 - h
M)500.485()820.241(6)520.393(6h
M)h()h(6)h(6h
)2O12H6(C0RP
)2O12H6(C0RP
2O12H6C0fO2H
0f2CO
0f)2O12H6(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 46,315kg/h de
(C6H12O2) e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para
caldeira.
102
hkJ86,932.405.1
hkg094,49
kgkJ57,637.28Q
mhQhkJ06,349.326.1
hkg315,46
kgkJ57,637.28Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 2O12H6(C0
)2O12H6RP(CVC
VC
JPH42) função 2O12H6(C0
)2O12H6RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)2O12H6C(
)ar(
%110molar)2O12H6C(
)ar(
)2O12H6C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
888,411
088,338,8n ACe kmol
kmol08,38
108,308
nAC =+
==+
=
)2O12H6C(
)ar(
)2O12H6C(
)2O12H6C(
)ar(
)ar(
)2O12H6C(
)ar(
mássicom kg
kg497,9
kmolkg
16,116
kmolkg
97,2808,38
MM
08,38AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)2O12H6C(
)ar(3
)2O12H6C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m0894,8kg1
1kg
497,9kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C6H12O2) para
42JPH+6%
hm14,397
hkg
094,49kg
m0894,8 )ar(3
)2O12H6C(
)2O12H6C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
25,466h
kg094,49
kgkg
497,9m )ar()2O12H6C(
)2O12H6C(
)ar()ar( =⋅=&
103
Cálculo estequiométrico para o ACETATO DE BUTIL GLICOL
(C8H16O3). Referência [2]
C8H16O3 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 8 b = 8
H : 2 c = 16 c = 8
O : 2 b + c = 2 a+3 a = 10,5
N : d = 3,76 a d = 39,48
C8H16O3 + 10,5 O2 + 39,48 N2 → 8 CO2 + 8 H2O + 39,48 N2
Cálculo estequiométrico (C8H16O3) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C8H16O3 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 8 b = 8
H : 2 c = 16 c = 8
O : 2 b + c +2e= 2 a+3 e = [(1,1 x 2 x 10,5) -16-8+3] / 2 = 1,05
N : d = 3,76 a x1,1 d = 39,48 x 1,1 = 43,428
C8H16O3 + 11,55 (O2 + 3,76N2) → 8 CO2 + 8 H2O + 43,428 N2 + 1,05 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C8H16O3) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o
(C8H16O3); [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ07,379.37 -
kg214,128kmol
kmolkJ520.792.4 - h
M)200.290()820.241(8)520.393(8h
M)h()h(8)h(8h
)3O16H8(C0RP
)3O16H8(C0RP
3O16H8C0fO2H
0f2CO
0f)3O16H8(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 33,389 kg/h de
(C8H16O3) e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para
caldeira.
104
hkJ05,920.322.1
hkg392,35
kgkJ07,379.37Q
mhQh
kJ77,049.248.1hkg389,33
kgkJ07,379.37Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 3O16H8(C0
)3O16H8RP(CVC
VC
JPH42) função 3O16H8(C0
)3O16H8RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)3O16H8C(
)ar(
%110molar)3O16H8C(
)ar(
)3O16H8C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
978,541
428,4355,11n ACe kmol
kmol98,49
148,395,10
nAC =+
==+
=
)3O16H8C(
)ar(
)3O16H8C(
)3O16H8C(
)ar(
)ar(
)3O16H8C(
)ar(
mássicom kg
kg293,11
kmolkg
214,128
kmolkg
97,2898,49
MM
98,49AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)3O16H8C(
)ar(3
)3O16H8C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m6192,9kg1
1kg
293,11kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C8H16O3) para
42JPH+6%
hm44,340
hkg
392,35kg
m6192,9 )ar(3
)3O16H8C(
)3O16H8C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
68,399h
kg392,35
kgkg
293,11m )ar()3O16H8C(
)3O16H8C(
)ar()ar( =⋅=&
105
Cálculo estequiométrico para o ACETATO DE AMILA (C7H14O2).
Referência [2]
C7H14O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 7 b = 7
H : 2 c = 14 c = 7
O : 2 b + c = 2 a+2 a = 9,5
N : d = 3,76 a d = 35,72
C7H14O2 + 9,5 O2 + 35,72 N2 → 7 CO2 + 7 H2O + 35,72 N2
Cálculo estequiométrico (C7H14O2) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C7H14O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 7 b = 7
H : 2 c = 14 c = 7
O : 2 b + c +2e= 2 a+2 e = [(1,1 x 2 x 9,5+2) -14-7] / 2 = 0,95
N : d = 3,76 a x1,1 d = 35,72 x 1,1 = 39,292
C7H14O2 + 10,45 (O2 + 3,76N2) → 7 CO2 + 7 H2O + 39,292 N2 + 0,95 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C7H14O2) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o
(C7H14O2); [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ79,220.36 -
kg188,114kmol
kmolkJ980.135.4 - h
M)400.311()820.241(7)520.393(7h
M)h()h(7)h(7h
)2O14H7(C0RP
)2O14H7(C0RP
2O14H7C0fO2H
0f2CO
0f)2O14H7(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 28,184 kg/h de
(C7H14O2) e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para
caldeira.
106
hkJ55,097.082.1
hkg875,29
kgkJ79,220.36Q
mhQh
kJ75,846.020.1hkg184,28
kgkJ79,220.36Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 2O14H7(C0
)2O14H7RP(CVC
VC
JPH42) função 2O14H7(C0
)2O14H7RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)2O14H7C(
)ar(
%110molar)2O14H7C(
)ar(
)2O14H7C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
742,491
292,3945,10n ACe kmol
kmol22,45
172,355,9
nAC =+
==+
=
)2O14H7C(
)ar(
)2O14H7C(
)2O14H7C(
)ar(
)ar(
)2O14H7C(
)ar(
mássicom kg
kg473,11
kmolkg
188,114
kmolkg
97,2822,45
MM
22,45AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)2O14H7C(
)ar(3
)2O14H7C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m773,9kg1
1kg
473,11kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C7H14O2) para
42JPH+6%
hm968,291
hkg
875,29kg
m773,9 )ar(3
)2O14H7C(
)2O14H7C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
756,342h
kg875,29
kgkg
473,11m )ar()2O14H7C(
)2O14H7C(
)ar()ar( =⋅=&
107
Cálculo estequiométrico para o N BUTANO (C4H10). Referência [2]
C4H10 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c = 2 a a = 6,5
N : d = 3,76 a d = 24,44
C4H10 + 6,5 O2 + 24,44 N2 → 4 CO2 + 5 H2O + 24,45 N2
Cálculo estequiométrico (C4H10) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C4H10 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 10 c = 5
O : 2 b + c +2e= 2 a e = [(1,1 x 2 x 6,5) -8-5] / 2 = 0,65
N : d = 3,76 a x1,1 d = 24,44 x 1,1 = 26,884
C4H10 + 7,15 (O2 + 3,76N2) → 4 CO2 + 5 H2O + 26,884 N2 + 0,65 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C4H10) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o N
BUTANO; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ76,575.45 -
kg123,58kmol
kmolkJ000.649.2 - h
M)180.134()820.241(5)520.393(4h
M)h()h(5)h(4h
)10H4(C0RP
)10H4(C0RP
10H4C0fO2H
0f2CO
0f)10H4(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 28,184 kg/h de (C4H10)
e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ83,575.361.1
hkg875,29
kgkJ76,575.45Q
mhQh
kJ22,507.284.1hkg184,28
kgkJ76,575.45Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 10H4(C0
)10H4RP(CVC
VC
JPH42) função 10H4(C0
)10H4RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
108
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)10H4C(
)ar(
%110molar)10H4C(
)ar(
)10H4C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
034,341
884,2615,7n ACe kmol
kmol94,30
144,245,6
nAC =+
==+
=
)10H4C(
)ar(
)10H4C(
)10H4C(
)ar(
)ar(
)10H4C(
)ar(
mássicom kg
kg42,15
kmolkg
123,58
kmolkg
97,2894,30
MM
94,30AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)10H4C(
)ar(3
)10H4C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m135,13kg1
1kg
42,15kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de N BUTANO para
42JPH+6%
hm408,392
hkg
875,29kg
m135,13 )ar(3
)10H4C(
)10H4C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
673,460h
kg875,29
kgkg
42,15m )ar()10H4C(
)10H4C(
)ar()ar( =⋅=&
109
Cálculo estequiométrico para o ETANOL (C2H6O). Referência [2]
C2H6O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 2 b = 2
H : 2 c = 6 c = 3
O : 2 b + c = 2 a + 1 a = 3
N : d = 3,76 a d = 11,28
C2H6O + 3 O2 + 11,28 N2 → 2 CO2 + 3 H2O + 11,28 N2
Cálculo estequiométrico (C2H6O) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C2H6O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 2 b = 2
H : 2 c = 6 c = 3
O : 2 b + c +2e= 2 a+1 e = [(1,1 x 2 x 3+1) -4-3] / 2 = 0,3
N : d = 3,76 a x1,1 d = 11,28 x 1,1 = 12,408
C2H6O + 3,3 (O2 + 3,76N2) → 2 CO2 + 3 H2O + 12,408 N2 + 0,3O2
Cálculo da entalpia de combustão do ETANOL (C2H6O) em unidade
mássica. Planta operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas
para o ETANOL; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ 23,731.27 -
kg069,46kmol
kmolkJ550.277.1 - h
M)950.234()820.241(3)520.393(2h
M)h()h(3)h(2h
O)6H2(C0RP
O)6H2(C0RP
O6H2C0fO2H
0f2CO
0fO)6H2(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 2,926 kg/h de ETANOL
e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ07,010.86
hkg1016,3
kgkJ23,731.27Q
mhQh
kJ58,141.81hkg926,2
kgkJ23,731.27Q
mhQ
VC
%6JPH42O) função 6H2(C0
O)6H2RP(CVC
VC
JPH42O) função 6H2(C0
O)6H2RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
110
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)O6H2C(
)ar(
%110molar)O6H2C(
)ar(
)O6H2C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
708,151
408,123,3n ACe kmol
kmol28,14
128,113
nAC =+
==+
=
)O6H2C(
)ar(
)O6H2C(
)ar(
)O6H2C(
)ar(
mássicom kg
kg98,8
kmolkg
069,46
kmolkg
97,2828,14
MM
28,14AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)O6H2C(
)ar(3
)O6H2C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m65,7kg1
1kg
98,8kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de ETANOL para 42JPH+6%
hm727,23
hkg
1016,3kg
m65,7 )ar(3
)O6H2C(
)O6H2C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
852,27h
kg1016,3
kgkg
98,8m )ar()O6H2C(
)O6H2C(
)ar()ar( =⋅=&
111
Cálculo estequiométrico para o PROPANONA II (C3H6O). Referência
[2]
C3H6O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 3 b = 3
H : 2 c = 6 c = 3
O : 2 b + c = 2 a+1 a = 4
N : d = 3,76 a d = 15,04
C3H6O + 4 O2 + 15,04 N2 → 3 CO2 + 3 H2O + 15,04 N2
Cálculo estequiométrico (C3H6O) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C3H6O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 3 b = 3
H : 2 c = 6 c = 3
O : 2 b + c +2e= 2 a+1 e = [(1,1 x 2 x 4+1) -6-3] / 2 = 0,4
N : d = 3,76 a x1,1 d = 15,04 x 1,1 = 16,544
C3H6O + 4,4 (O2 + 3,76N2) → 3 CO2 + 3 H2O + 16,544 N2 + 0,4 O2
Cálculo da entalpia de combustão do PROPANONA II (C3H6O) em unidade
mássica. Planta operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas
para o PROPANONA II; [8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ50,609.29 -
kg080,58kmol
kmolkJ720.719.1 - h
M)300.186()820.241(3)520.393(3h
M)h()h(3)h(3h
O)6H3(C0RP
O)6H3(C0RP
O6H3C0fO2H
0f2CO
0fO)6H3(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 2,926 kg/h de
PROPANONA II e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido
para caldeira.
112
hkJ83,836.91
hkg1016,3
kgkJ50,609.29Q
mhQh
kJ40,637.86hkg926,2
kgkJ50,609.29Q
mhQ
VC
%6JPH42O) função 6H3(C0
O)6H3RP(CVC
VC
JPH42O) função 6H3(C0
O)6H3RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)O6H3C(
)ar(
%110molar)O6H3C(
)ar(
)O6H3C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
944,201
544,164,4n ACe kmol
kmol04,19
104,154
nAC =+
==+
=
)O6H3C(
)ar(
)O6H3C(
)O6H3C(
)ar(
)ar(
)O6H3C(
)ar(
mássicom kg
kg4971,9
kmolkg
080,58
kmolkg
97,2804,19
MM
04,19AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)O6H3C(
)ar(3
)O6H3C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m0895,8kg1
1kg
4971,9kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C3H6O) para 42JPH+6%
hm0904,25
hkg
1016,3kg
m0895,8 )ar(3
)O6H3C(
)O6H3C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
4562,29h
kg1016,3
kgkg
4971,9m )ar()O6H3C(
)O6H3C(
)ar()ar( =⋅=&
113
Cálculo estequiométrico para o ACETATO DE ETILA (C4H8O2).
Referência [2]
C4H8O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c = 2 a+2 a = 5
N : d = 3,76 a d = 18,80
C4H8O2 + 5 O2 + 18,80 N2 → 4 CO2 + 4 H2O + 18,80 N2
Cálculo estequiométrico (C4H8O2) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C4H8O2 + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 4 b = 4
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c +2e= 2 a+2 e = [(1,1 x 2 x 5+2) -8-4] / 2 = 0,5
N : d = 3,76 a x1,1 d = 18,80 x 1,1 = 20,68
C4H8O2 + 5,5 (O2 + 3,76N2) → 4 CO2 + 4 H2O + 20,68 N2 + 0,5 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C4H8O2) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o (C4H8O2)
[8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ29,799.23 -
kg106,88kmol
kmolkJ860.096.2 - h
M500.444()820.241(4)520.393(4h
M)h()h(4)h(4h
)2O8H4(C0RP
)2O8H4(C0RP
2O8H4C0fO2H
0f2CO
0f)2O8H4(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 2,926 kg/h de (C4H8O2)
e para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ88,815.73
hkg1016,3
kgkJ29,799.23Q
mhQh
kJ73,636.69hkg926,2
kgkJ29,799.23Q
mhQ
VC
%6JPH42) função 2O8H4(C0
)2O8H4RP(CVC
VC
JPH42) função 2O8H4(C0
)2O8H4RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
114
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)2O8H4C(
)ar(
%110molar)2O8H4C(
)ar(
)2O8H4C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
18,261
68,205,5n ACe kmol
kmol8,23
18,185
nAC =+
==+
=
)2O8H4C(
)ar(
)2O8H4C(
)2O8H4C(
)ar(
)ar(
)2O8H4C(
)ar(
mássicom kg
kg826,7
kmolkg
106,88
kmolkg
97,288,23
MM
8,23AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)2O8H4C(
)ar(3
)2O8H4C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m666,6kg1
1kg
826,7kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C4H8O2) para 42JPH+6%
hm6753,20
hkg
1016,3kg
m666,6 )ar(3
)2O8H4C(
)2O8H4C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
2731,24h
kg1016,3
kgkg
826,7m )ar()2O8H4C(
)2O8H4C(
)ar()ar( =⋅=&
115
Cálculo estequiométrico para o ALCOOL ISOPROPILICO (C3H8O).
Referência [2]
C3H8O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2
C : b = 3 b = 3
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c = 2 a+1 a = 4,5
N : d = 3,76 a d = 16,92
C3H8O + 4,5 O2 + 16,92 N2 → 3 CO2 + 4 H2O + 16,92 N2
Cálculo estequiométrico (C3H8O) com 110% de ar teórico. Referência [2]
C3H8O + a (O2 + 3,76N2) → b CO2 + c H2O + d N2 +eO2
C : b = 3 b = 3
H : 2 c = 8 c = 4
O : 2 b + c +2e= 2 a+1 e = [(1,1 x 2 x 4,5+1) -6-4] / 2 = 0,45
N : d = 3,76 a x1,1 d = 16,92 x 1,1 = 18,612
C3H8O + 4,95 (O2 + 3,76N2) → 3 CO2 + 4 H2O + 18,612 N2 + 0,45 O2
Cálculo da entalpia de combustão do (C3H8O) em unidade mássica. Planta
operando 42JPH.Referencias: Fórmulas; [2] e [3]. Dados de tabelas para o (C3H8O);
[8]. Cálculos executados com [7].
[ ][ ]
kgkJ24,139.32 -
kg096,60kmol
kmolkJ440.931.1 - h
M)400.216()820.241(4)520.393(3h
M)h()h(4)h(3h
O)8H3(C0RP
O)8H3(C0RP
O8H3C0fO2H
0f2CO
0fO)8H3(C
0RP
=⋅=
÷−−−⋅+−⋅=
÷−⋅+⋅=
Cálculo da quantidade de calor no reator para massa 2,18 kg/h de (C3H8O) e
para 6% a mais. Sinal [-] saída da reação e sinal [+] fornecido para caldeira.
hkJ36,267.74
hkg3108,2
kgkJ24,139.32Q
mhQh
kJ54,063.70hkg18,2
kgkJ24,139.32Q
mhQ
VC
%6JPH42O) função 8H3(C0
O)8H3RP(CVC
VC
JPH42O) função 8H3(C0
O)8H3RP(CVC
+=⋅=
⋅=
+=⋅=
⋅=
+
&
&&
&
&&
116
Cálculo da relação: AR / COMBUSTÍVEL. Densidade do ar calculado pelo
[7] com:T=23,5°C; P=1bar e massa molecular do[8].
)O8H3C(
)ar(
%110molar)O8H3C(
)ar(
)O8H3C(
)2N()2O(
molar kmolkmol
562,231
612,1895,4n ACe kmol
kmol42,21
192,165,4
nAC =+
==+
=
)O8H3C(
)ar(
)O8H3C(
)O8H3C(
)ar(
)ar(
)O8H3C(
)ar(
mássicom kg
kg326,10
kmolkg
096,60
kmolkg
97,2842,21
MM
42,21AC =
⋅=⋅=
⇒==ρ 3)ar(
)ar()ar( m
kg174,1vm
)O8H3C(
)ar(3
)O8H3C(
)ar(3
ovolumetricV kg
m796,8kg1
1kg
326,10kgm
174,11
AC =⋅
=
Cálculo do consumo de ar em função da oferta de (C3H8O) para 42JPH+6%
hm3258,20
hkg
3108,2kg
m796,8 )ar(3
)O8H3C(
)O8H3C(
)ar(3
(ar) =⋅=∀&
hkg
8613,23h
kg3108,2
kgkg
326,10m )ar()O8H3C(
)O8H3C(
)ar()ar( =⋅=&
117
Resumo das reações de combustão para cada componente do VOC,
estequiometria com 100% de ar teórico.
( ) 22222VOC NOHCON O COMP β+δ+χ→β+α+
Xilenos C8 H10 + 10,5 O2 + 39,48 N2 8 CO2 + 5 H2O + 39,48 N2
Isopropil benzenos C9 H12 + 12 O2 + 45,12 N2 9 CO2 + 6 H2O + 45,12 N2
Tolueno C7 H8 + 9 O2 + 33,84 N2 7 CO2 + 4 H2O + 33,84 N2
Butanol C4 H10 O + 6 O2 + 22,56 N2 4 CO2 + 5 H2O + 22,56 N2
Acetato de butila C6 H12 O2 + 8 O2 + 30,08 N2 6 CO2 + 6 H2O + 30,08 N2
Acetato de butil glicol C8 H16 O3 + 10,5 O2 + 39,48 N2 8 CO2 + 8 H2O + 39,48 N2
Acetato de amila C7 H14 O2 + 9,5 O2 + 35,72 N2 7 CO2 + 7 H2O + 35,72 N2
N butano C4 H10 + 6,5 O2 + 24,44 N2 4 CO2 + 5 H2O + 24,44 N2
Etanol / alcool etílico C2 H6 O + 3 O2 + 11,28 N2 2 CO2 + 3 H2O + 11,28 N2
Propanona II / Acetona C3 H6 O + 4 O2 + 15,04 N2 3 CO2 + 3 H2O + 15,04 N2
Acetato de etila C4 H8 O2 + 5 O2 + 18,8 N2 4 CO2 + 4 H2O + 18,8 N2
Alcool Isopropilico C3 H8 O + 4,5 O2 + 16,92 N2 3 CO2 + 4 H2O + 16,92 N2
118
Resumo das reações de combustão para cada componente do VOC,
estequiometria com 110% de ar teórico.
( ) 222222VOC ONOHCON O COMP ε+β+δ+χ→β+α+
Tabela da sumarização do consumo de ar e valores de Entalpia de combustão
de cada componente do VOC
hcomb [kJ/h] Ar [m³/h] Ar [kg/h]
1165,8 1182,76 1388,6215,9 219,9971 258,2761601,3 606,644 712,199195,6 199,33 234,01390,5 397,14 466,25367,5 340,44 399,68300,6 291,968 342,756378,2 392,408 460,67323,9 23,727 27,85225,5 25,0904 29,456220,5 20,6753 24,273120,6 20,3258 23,8613
3705,9 3720,506 7426,5
Xilenos C8 H10 + 11,55 O2 + 43,428 N2 8 CO2 + 5 H2O + 43,428 N2 + 1,05 O2
Isopropil benzenos C9 H12 + 13,2 O2 + 49,632 N2 9 CO2 + 6 H2O + 49,632 N2 + 1,2 O2
Tolueno C7 H8 + 9,9 O2 + 37,224 N2 7 CO2 + 4 H2O + 37,224 N2 + 0,9 O2
Butanol C4 H10 O + 6,6 O2 + 24,816 N2 4 CO2 + 5 H2O + 24,816 N2 + 0,6 O2
Acetato de butila C6 H12 O2 + 8,8 O2 + 33,088 N2 6 CO2 + 6 H2O + 33,088 N2 + 0,8 O2
Acetato de butil glicol C8 H16 O3 + 11,55 O2 + 43,428 N2 8 CO2 + 8 H2O + 43,428 N2 + 1,05 O2
Acetato de amila C7 H14 O2 + 10,45 O2 + 39,292 N2 7 CO2 + 7 H2O + 39,292 N2 + 0,95 O2
N butano C4 H10 + 7,15 O2 + 26,884 N2 4 CO2 + 5 H2O + 26,884 N2 + 0,65 O2
Etanol / alcool etílico C2 H6 O + 3,3 O2 + 12,408 N2 2 CO2 + 3 H2O + 12,408 N2 + 0,3 O2
Propanona II / Acetona C3 H6 O + 4,4 O2 + 16,544 N2 3 CO2 + 3 H2O + 16,544 N2 + 0,4 O2
Acetato de etila C4 H8 O2 + 5,5 O2 + 20,68 N2 4 CO2 + 4 H2O + 20,68 N2 + 0,5 O2
Alcool Isopropilico C3 H8 O + 4,95 O2 + 18,612 N2 3 CO2 + 4 H2O + 18,612 N2 + 0,45 O2
119
APÊNDICE IV: Cálculo para equipamentos SCS [7]
MODELAGEM MATEMÁTICA PARA ESTUDO DA PLANTA DE SCS
RESULTADOS
Estes resultados foram obtidos através
de cálculos realizados pelo software EES,
referencia [7].
([7] EES; Engineering Equation Solver,
Academic Version V7.173-3D (07/04/04).
Alvarado and Klein, version 2004.)
Programa ajustado para as unidades:
[kJ]; [C]; [bar]; [kg]; [degrees].
Cons=495652
dar=1,204
dGN=0,6425
Ecanual=6,278E+06
Eletr=50,11
Equip=1,538E+07
EquipR=3,715E+07
Gas=0,1167
h1=3350 [kJ/kg]
h2=2293
h2ise=1840 [kJ/kg]
h3=173,7 [kJ/kg]
h4=186,8
h4ise=181,6 [kJ/kg]
h5=2865 [kJ/kg]
h6=175,6
hCWin=125,8 [kJ/kg]
hCWout=167,7 [kJ/kg]
magua=40,51
dGN = 0,6425
pciGN = 47124
dar = 1,204
RelGNar = 17,9 · 1,1
Qvoc = 1,33414 x 10 7
3600
QhojeGN = 540 · dGN · pciGN
3600
mGNfuturo = 149829,7 · dar
RelGNar
vGNfuturo = mGNfuturo
0,7736
QfuturoGN = mGNfuturo · pciGN
3600
p1 = 60
p2 = 0,08
T1 = 275,6
h1 = h ( 'Water' ; T =470 ; P = p1 )
s1 = s ( 'Water' ; x = 1 ; P = p1 )
h2ise = h ( 'Water' ; s =s1 ; P = p2 )
0,7 = h1 – h2
h1 – h2ise
x2 = x ( 'Water' ; h =h2 ; P = p2 )
h3 = h ( 'Water' ; x = 0 ; P = p2 )
s3 = s ( 'Water' ; x = 0 ; P = p2 )
s2 = s ( 'Water' ; h =h2 ; P = p2 )
h4ise = h ( 'Water' ; s =0,5979 ; P = p1 )
Wbomba = magua · h4ise – h3
0,7
h4 – h6 = Wbombamagua
Q = Qvoc + QhojeGN + QfuturoGN
magua = Q
h1 – h4
Wtv = magua · h1 – ( magua – mpic ) · h2 – mpic · h5
h5 = h ( 'Water' ; T =200 ; P = 3 )
s5 = s ( 'Water' ; T =200 ; P = 3 )
magua · h6 = mpic · h ( 'Water' ; x = 0 ; T =45 ) + ( magua – mpic ) · h3
s6 = s ( 'Water' ; h =h6 ; P = p2 )
mpic = 180003600
rendciclo = Wtv – Wbomba
Q
Wliq = Wtv – Wbomba
maguaCW = magua · h2ise – h3
hCWout – hCWin
hCWin = h ( 'Water' ; T =Tcwin ; P = Pcw )
Tcwin = 30
hCWout = h ( 'Water' ; T =Tcwout ; P = Pcw )
Tcwout = 40
Pcw = 2
EquipR = 3,71494 x 10 7
Equip = 1,53827 x 10 7
Cons = 495652,17
Gas = 0,116667
Eletr = 50,108333
Ecanual = ( 37,149 · 120,26 – 11843 · 0,3 ) · 6864
PagProj = Equip
Ecanual
120
maguaCW=1614
mGNfuturo=9162
mpic=5
p1=60
p2=0,08
PagProj=2,45
pciGN=47124
Pcw=2
Q=128175
QfuturoGN=119927
QhojeGN=4542
Qvoc=3706
RelGNar=19,69
rendciclo=0,3083
s1=5,889 [kJ/kg-K]
s2=7,329 [kJ/kg-K]
s3=0,5921 [kJ/kg-K]
s5=7,311 [kJ/kg-K]
s6=0,5979
T1=275,6
Tcwin=30
Tcwout=40
vGNfuturo=11843
Wbomba=454,2
Wliq=39517
Wtv=39971
x2=0,8823
121
{dissertação guerini para SCS usar no trabalho}
{modelagem completa para determinar a somatoria de energia das reacoes do
VOC, da quantidade de GN utilizado hoje e da quantidade de GN utilizado a mais
para a proposta}
dGN=0,6425 { kg/m³ referencia comgas a 20ºC e 101,325 kPa}
pciGN=47124 {kJ/kg}
dar=1,204 {kg/m³}
RelGNar=(17,9*1,1) {ar/GN kgar/kgGN mais 10% do ar teorico}
Qvoc=13341416,62/3600 {soma das energias do VOC}
QhojeGN=(540*dGN*pciGN)/3600
mGNfuturo=(149829,7*dar)/RelGNar
vGNfuturo=mGNfuturo/0,7736 {m³/h}
QfuturoGN=(mGNfuturo*pciGN)/3600
{para poder entender temos: 90.000m³ de ar das estufas que entram na
camara de combustao da seguinte forma: 3.720,51 m³ reage com VOC + 6.449,8
reage com a qtde de GN que é gasto hoje para gerar vapor+
79.829,7 do restante do da estufa reage com 4294,23 kgGN. Entra tambem
na camara 70.000 m³ de ar para limpar o disco de adsorcao reagindo com 3.765,47
kgGN. Entao a entrada nos calculos do EES sera de 149.829,7 m³/h de ar }
p1=60
p2=0,08
T1=275,6
h1=ENTHALPY(Water;T=470;P=P1)
s1=ENTROPY(Water;x=1;P=P1)
h2ise=ENTHALPY(Water;s=s1;P=P2)
{rendimento isentrópico da TV e da bomba=0,7}
0,70=(h1-h2)/(h1-h2ise)
x2=QUALITY(Water;h=h2;P=P2)
h3=ENTHALPY(Water;x=0;P=P2)
s3=ENTROPY(Water;x=0;P=P2)
122
s2=ENTROPY(Water;h=h2;P=P2)
h4ise=ENTHALPY(Water;s=0,5979;P=P1)
Wbomba=magua*(h4ise-h3)/0,7
h4-h6=Wbomba/magua
Q=Qvoc+QhojeGN+QfuturoGN
magua=Q/(h1-h4)
Wtv=magua*h1-(magua-mpic)*h2-mpic*h5
h5=ENTHALPY(Water;T=200;P=3) {estado da extração de vapor para
picagem}
s5=ENTROPY(Water;T=200;P=3)
magua*h6=mpic*ENTHALPY(Water;x=0;T=45)+(magua-mpic)*h3
s6=Entropy(Water;h=h6;p=p2)
mpic=18000/3600 {vazão de vapor para processo}
rendciclo=(Wtv-Wbomba)/Q
Wliq=(Wtv-Wbomba)
maguaCW=magua*(h2ise-h3)/(hCWout-hCWin)
hCWin=ENTHALPY(Water;T=Tcwin;P=Pcw)
Tcwin=30
hcwout=ENTHALPY(Water;T=Tcwout;P=Pcw)
Tcwout=40
Pcw=2
{abaixo estao os clalculos para business case com planta oeprando 572
horas/mes e 6864 horas ano}
EquipR=37149419,98 {preco equipamentos R$}
Equip=15382782,6 {preco equipamentos US$}
Cons =495652,17 {preco dos servicos de engenharia e consultoria US$}
Gas=0,116667 {preco do gas em dolar fasendo contrato com varios
fornecedores R$0,28/m³}
Eletr=50,108333 {preco energia eletrica em dolar com impostos
recuperados}
Ecanual=((37,149*120,26)-(11843*0,30))*6864
{Projeto se paga com analise de moeda forte}
123
PagProj=Equip/Ecanual
124
Cálculo do fluxo de água em vazão mássica
( ) seg
kg52,40h
kg43,874.1458,1863350
000.430.461h1h
Qm4
comb ==−
=−
=&
&
125
APÊNDICE V Dados tabelados para cálculos da proposta em SCS
126
Tabela com detalhes do ar das Cabine de pintura e áreas de Flash off
Tabela com detalhes do ar das Estufas
Entrada de ar nas cabines de pintura [m³/h] [167mm CA] [22-36 °C]
Saída dos ventiladores de exaustão para chaminés da
pintura
Descontar a saída dos
ventiladores do sistema de
Hidropack para chaminés
Descontar a saída dos vestíbulos
2% em perdas naturais
Volume de ar constante em
função dos ventiladores
312.000,0 70.000,0 29.500,0 29.500,0312.000,0 70.000,0 29.500,0 29.500,0312.000,0 70.000,0 29.500,0 29.500,0312.000,0 70.000,0 75.500,0 29.500,0312.000,0 70.000,0 75.500,0 29.500,0312.000,0 70.000,0312.000,0 70.000,0312.000,0 70.000,0
70.000,070.000,070.000,075.500,075.500,0 239.500,075.500,075.500,0
75.500,0 75.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,075.500,0
2.496.000,0 2.053.500,0 245.080,0 147.500,0 49.920,0 2.298.580,0
Concentracao de VOC [g/m3]
Saída dos ventiladores de exaustão para chaminés da
estufa
Vazão mássica VOC em função da
concentração [kg/h] e do volume
de produção 42 [JPH]
qtde AR 30JPH [m³/h]
qtde AR 40JPH [m³/h]
Umidade relativa media
5.625,00,710 5.625,0 63,900 90000,0 90000 50%
5.625,00,830 5.625,0 74,700 90000,0 90000,0 50%
5.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,05.625,0
90.000,0 74,700 90.000,0 90.000,0 50%
127
Tabela de composição das massas que entram no processo de pintura quando
a planta opera em 29,84 JPH
Tabela de composição das massas que entram no processo de pintura quando
a planta opera em 29,84 JPH
Para 42,00JPH temos: Massa de Tinta (soluto) + VOC(solvente) 476,13 [kg/h]
Massa de VOC(solvente) adicionado processo 155,94 [kg/h]Massa total de VOC(solvente) 339,02 [kg/h]Massa de Tinta (soluto) 293,04 [kg/h]Massa de VOC(solvente) que vem na tinta 183,09 [kg/h]Massa de Tinta(soluto) + solvente total 632,07 [kg/h]
Para 29,84JPH temos: Massa de Tinta (soluto) + VOC(solvente) 338,28 [kg/h]a tinta é fornecida em média Massa de VOC(solvente) adicionado processo 110,79 [kg/h]com 46,36% em massa de solvente, Massa total de VOC(solvente) 240,87 [kg/h]e aplicamos a tinta com 53,64% Massa de Tinta (soluto) 208,2 [kg/h]em massa de solvente. Massa de VOC(solvente) que vem na tinta 130,08 [kg/h]
Massa de Tinta(soluto) + solvente total 449,07 [kg/h]
128
Tabela detalhada da composição do VOC parte superior esquerda
TINTAS COLUNA SOLVENTES E OUTROS COMPONENTES % EM MASSA DA COLUNA SOLVENTE + COMPONENTES
INGREDIENTE QUE CONTRIBUI PARA O PERIGO COMPOSIÇÃO DETALHADA % EM MASSA DA
COLUNA SOLVENTE
% EM MASSA COMPOSIÇÃO DETALHADA
43,68% m - XILENO 0,01020,60% p - XILENO 0,01010,20% o - XILENO 0,8500,10% ISOPROPIL BENZENO 5,2500,10% n - PROPIL BENZENO 18,28030% n - ETIL TOLUENO 53,14030% p - ETIL TOLUENO 12,35015% 1,3,5 TRIMETIL BENZENO 1,88030% o - ETIL TOLUENO 7,310
demais (% massa menor 0,01) 0,900não identificados 0,020
XILENO / m-XILENO C8H10 2 A 5 [P/ CALCULO 4] 20 [f4]
BUTANOL;ALCOOL n - BUTILICO 1 A 3 [P/ CALCULO 3] 15 [f3]
ACETATO DE BUTIL GLICOL 1 A 5 [P/ CALCULO 4] 20[f4]
PRIMER 80
43,68% m - XILENO 0,01020,60% p - XILENO 0,01010,20% o - XILENO 0,8500,10% ISOPROPIL BENZENO 5,2500,10% n - PROPIL BENZENO 18,28030% n - ETIL TOLUENO 53,14030% p - ETIL TOLUENO 12,35015% 1,3,5 TRIMETIL BENZENO 1,88030% o - ETIL TOLUENO 7,310
demais (% massa menor 0,01) 0,900não identificados 0,020
XILENO 1 A 3 [P/ CALCULO 3] 12,5 [f3]
BUTANOL 1 A 3 [P/ CALCULO 3] 12,5 [f3]
ACETATO DE BUTIL GLICOL 1 A 6 [P/ CALCULO 5] 20,83 [f5]
VERNIZ 76
XILENO 5 A 15 [P/ CALCULO 10] 27,03 [f10]
BUTANOL 1 A 5 [P/ CALCULO 3] 8,11 [f3]
ACETATO DE BUTILA 5 A 30 [P/ CALCULO 18] 48,64 [f18]
ACETATO DE BUTIL GLICOL 3 A 8 [P/ CALCULO 6] 16,22 [f6]
CORES 63
43,68% m - XILENO 0,01020,60% p - XILENO 0,01010,20% o - XILENO 0,8500,10% ISOPROPIL BENZENO 5,2500,10% n - PROPIL BENZENO 18,28030% n - ETIL TOLUENO 53,14030% p - ETIL TOLUENO 12,35015% 1,3,5 TRIMETIL BENZENO 1,88030% o - ETIL TOLUENO 7,310
demais (% massa menor 0,01) 0,900não identificados 0,020
XILENO / XILOL / DIMETIL BENSENO / METIL TOLUENO 12 12
ACETATO DE AMILA 33,33N- BUTANOL 33,33XILENO 33,34
ALCOOL ETÍLICO 25PROPANONA II (ACETONA) 25ACETATO DE ETILA 25XILENO 25
ÁLCOOL ISOPROPÍLICO 1,6 ALCOOL ISOPROPILICO 1,6
12,5
18,18
55,72
18,8
PRIMER
VERNIZ
SOLVESSO 100 OU AB9 C9H12 CAS 25551-13-7
BASE COAT
SOLVENTE NO PROCESSO
SOLVESSO 100 OU AB9 C9H12 (BOAINAIN)
THINNER BAX (BANDEIRANTE)
THINNER LIMPEZA (RENNER)
SOLVESSO 100 OU AB9 C9H12
5 A 10 [P/ CALCULO 9] 45 [f9]
54,17 [f13]5 A 15 [P/ CALCULO 13]
129
Tabela detalhada da composição do VOC parte inferior esquerda
TINTAS COLUNA SOLVENTES E OUTROS COMPONENTES % EM MASSA DA COLUNA SOLVENTE + COMPONENTES
INGREDIENTE QUE CONTRIBUI PARA O PERIGO COMPOSIÇÃO DETALHADA % EM MASSA DA
COLUNA SOLVENTE
% EM MASSA COMPOSIÇÃO DETALHADA
43,68% m - XILENO 0,01020,60% p - XILENO 0,01010,20% o - XILENO 0,8500,10% ISOPROPIL BENZENO 5,2500,10% n - PROPIL BENZENO 18,28030% n - ETIL TOLUENO 53,14030% p - ETIL TOLUENO 12,35015% 1,3,5 TRIMETIL BENZENO 1,88030% o - ETIL TOLUENO 7,310
demais (% massa menor 0,01) 0,900não identificados 0,020
SERA SUBTRAIDO NO BALANCO DE MASSA
ACETATO DE AMILAN- BUTANOLXILENO
ALCOOL ETÍLICO PROPANONA II (ACETONA)ACETATO DE ETILAXILENO
METANO 91,800ETANO 5,580PROPANO 0,970ISOBUTANO 0,030n- BUTANO 0,020PENTANO 0,100DIOXIDO DE CARBONO 0,800NITROGENIO 1,420 OXIGENIONITROGENIOAGUA (UMIDADE REL 50-60%)
OXIGENIONITROGENIOAGUA (UMIDADE REL 50-60%)
OXIGENIONITROGENIOAGUA (UMIDADE REL 40-70%)
obs: Todas as porcentagens de massa representam valores para vazão mássica em kg/h; para os cálculos foi descontado a massa de VOC recuperado nos componentes mais pesados.
Fonte: CETESB; manual de Produtos Químicos Perigosos; FISPQBRASKEM; FISPQPROSINT, SOLVENTES www.prosint.com.br/solventes.htmEmpresa Boainain; com Roberto J. Fernandes CICE: Comissão Interna de consumo de Energia[5] GASNETAcessoria por Rinaldo S. Garcia, Químico Responsável Processo de PinturaAcessoria por Laboratório Químico Luksnova[8] Perry' s Chemical Enginerr'sHandbook
76,91%
0,00%
AR
RE J
AR
RE J
AR REJEITADO DAS CABINES DE PINTURAS A 23,5°C
81,00%
AR
AR FRECO: 20% DO VOLUME TOTAL DO AR REJEITADO NO PROCESSO, PARA GARANTIR QUEIMA COMPLETA
DO REJEITO
23,09%AR REJEITADO DAS ESTUFAS A 160,0°C
0,00%
GNP
GÁS PREDOMONANTE QUE SERÁ USADO PARA QUEIMA DO AR REJEITADO DAS CABINES DE PINTURA
E ESTUFAS
19,00%
SOLVENTE SUJO
A-940(SOLVESSO 100 OU AB9 C9H12 (BOIANAIN)+XILENO / XILOL / DIMETIL BENSENO / METIL
TOLUENO+THINNER BAX (BANDEIRANTE)+THINNER LIMPEZA (RENNER)+ÁLCOOL ISOPROPÍLICO TODOS
SUJOS REAPROVEITADOS)
130
Tabela detalhada da composição do VOC parte superior direita
FÓRMULA PESQUISADA FÓRMULA P/ CÁLCULO PODER CALORÍFICO
MASSA MOLECULAR
[kg/kmol]
DENSIDADE 20/20ºC [H2O=1]
TEMPERATURA AUTO IGNIÇÃO [ºC]
VOLUME MÁSSICO funcão 29,84JPH
[kg/h]
MASSA (29,84JPH) CONSIDERADA NOS
CÁLCULOS [kg/h]
VOLUME MÁSSICO funcão 42JPH [kg/h]
MASSA (42JPH) CONSIDERADA
NOS CÁLCULOS [kg/h]
C A S
C6 H4 (CH3)2 C8 H10 9752,4 [kcal/kg] 106,16 0,864 530,4 0,0014 0,0020 108-38-3C6 H4 (CH3)2 C8 H10 9754,7 [kcal/kg] 106,6 0,861 465,9 0,0014 0,0020 1330-20-7C6 H4 (CH3)2 C8 H10 9754,7 [kcal/kg] 106,16 0,880 465,3 0,1165 0,1640 1330-20-7
C6 H5CH (CH3)2 C9 H12 122,7 0,7197 1,0130C9 H12 C9 H12 122,7 2,5060 3,5280C7 H8 C7 H8 9686 [kcal/kg] 92,14 0,866 536,5 7,2850 10,2560 108-88-3C7 H8 C7 H8 9686 [Kcal/Kg] 92,14 0,867 536 1,6931 2,3840 108-88-3C9 H12 C9 H12 122,7 0,840 515 0,2577 0,3630C7 H8 C7 H8 9686 [kcal/kg] 92,14 0,866 536 1,0021 1,4110 108-88-3
0,1234 0,17400,0027 0,0030
C6 H4 (CH3)2 C8 H10 9754 [kcal/kg] 106,2 0,870 464 6,0929 8,570 1330-20-7
C4 H10 O C4 H10 O 7906 [kcal/kg] 74,12 0,810 343,5 4,5697 6,430
CH3COOC2H4OC4H9 C8H16O3 1,045 10 [kcal/Mol] 160,2 0,940 340 6,0929 8,57030,4645 42,870
121,858 171,48
C6H4 (CH3)2 C8H10 9752,4 [kcal/kg] 106,16 0,864 530,4 0,0017 0,0020C6H4 (CH3)2 C8H10 9754,7 [kcal/kg] 106,6 0,861 465,9 0,0017 0,0020C6H4 (CH3)2 C8H10 9754,7 [kcal/kg] 106,16 0,880 465,3 0,1472 0,2070
C6H5CH (CH3)2 C9H12 122,7 0,9091 1,2800C9H12 C9H12 122,7 3,1654 4,4560C7H8 C7H8 9686 [kcal/kg] 92,14 0,866 536,5 9,2020 12,9530C7H8 C7H8 9686 [Kcal/Kg] 92,14 0,867 536 2,1386 3,0100C9H12 C9H12 122,7 0,840 515 0,3255 0,4580C7H8 C7H8 9686 [kcal/kg] 92,14 0,866 536 1,2658 1,7820
0,1558 0,21900,0035 0,0070
C6H4 (CH3)2 C8H10 PCI=10384,3 PCS=10910,3 106,2 0,870 464 3,9958 5,6250
C4H9OH C4 H10 O 5,860 10 [Kcal/Mol] 74,12 0,809 365 3,9958 5,6250
CH3COOC2H4OC4H9 C8H16O3 1,045 10 [Kcal/Mol] 160,2 0,940 340 6,6587 9,374031,9666 45,0000
101,23 142,50
C6H4 (CH3)2 C8H10 PCI=10384,3 PCS=10910,3 106,2 0,870 464 18,2861 25,7380
C4H9OH C4 H10 O 5,860 10 [Kcal/Mol] 74,12 0,809 365 5,4865 7,7220
CH3COOC4H9 C6H12O2 7,838 10 [Kcal/Mol] 7294 [Kcal/Kg] 116,2 0,833 421 32,9055 46,3150
CH3COOC2H4OC4H9 C8H16O3 1,045 10 [Kcal/Mol] 160,2 0,940 340 10,9730 15,445067,6511 95,2200
115,19 162,13
C6H4 (CH3)2 C8H10 9752,4 [Kcal/Kg] 106,16 0,864 530,4 0,0018 0,0020C6H4 (CH3)2 C8H10 9754,7 [Kcal/Kg] 106,6 0,861 465,9 0,0018 0,0020C6H4 (CH3)2 C8H10 9754,7 [Kcal/Kg] 106,16 0,880 465,3 0,1500 0,2110
C6H5CH (CH3)2 C9H12 122,7 0,9266 1,3040C9H12 C9H12 122,7 3,2264 4,5410C7H8 C7H8 9686 [Kcal/Kg] 92,14 0,866 536,5 9,3792 13,2000C7H8 C7H8 9686 [Kcal/Kg] 92,14 0,867 536 2,1798 3,0680C9H12 C9H12 122,7 0,840 515 0,3318 0,4670C7H8 C7H8 9686 [Kcal/Kg] 92,14 0,866 536 1,2902 1,8160
0,1589 0,22400,0035 0,0050
17,6500 24,8400
C6H4 (CH3)2 C8H10 PCI=10384,3 e PCS=10910,3 106,2 0,870 464 14,8200 14,8200 20,8600 20,8600
C7H14O2 C7H14O2 130,2 0,875 20,0247 28,1840
C4H10 C4H10 74,12 0,809 365 20,0247 28,1840C6H4 (CH3)2 C8H10 20,0306 28,1920
60,0800 84,5600C2H5OH C2H6O 46,07 0,790 423 4,1725 5,8730
CH3COCH3 C3H6O 58,08 0,790 538 4,1725 5,8730CH3COOC2H5 C4H8O2 88,12 0,901 427 4,1725 5,8720C6H4 (CH3)2 C8H10 4,1725 5,8720
16,6900 23,4900C3H8O C3H8O 7201 [Kcal/Kg] 60,1 0,785 400 1,5500 1,5500 2,1800 2,1800
240,872 339,020
30,4645
31,9666
67,6511
17,6500
84,5600
23,4900
60,0800
16,6900
42,8700
45,0000
95,2200
24,8400
131
Tabela detalhada da composição do VOC parte inferior direita
FÓRMULA PESQUISADA FÓRMULA P/ CÁLCULO PODER CALORÍFICO
MASSA MOLECULAR
[kg/kmol]
DENSIDADE 20/20ºC [H2O=1]
TEMPERATURA AUTO IGNIÇÃO [ºC]
VOLUME MÁSSICO funcão 29,84JPH
[kg/h]
MASSA (29,84JPH) CONSIDERADA NOS
CÁLCULOS [kg/h]
VOLUME MÁSSICO funcão 42JPH [kg/h]
MASSA (42JPH) CONSIDERADA
NOS CÁLCULOS [kg/h]
C A S
C6H4 (CH3)2 C8H10C6H4 (CH3)2 C8H10C6H4 (CH3)2 C8H10
C6H5CH (CH3)2 C9H12C9H12 C9H12C7H8 C7H8 C7H8 C7H8 C9H12 C9H12C7H8 C7H8
C6H4 (CH3)2 C8H10
C7H14O2 C7H1402C4H10 C4H10
C6H4 (CH3)2 C8H10
C2HCO C2HCO C3H6O C3H6OC4H8O2 C4H8O2
C6H4 (CH3)2 C8H10
234,592 330,180
CH4 CH4C2H6 C2H6C3H8 C3H8C4H10 C4H10C4H10 C4H10C5H12 C5H12CO2 CO2 N2 N2
O2 O2 2.298.580 [m³/h] 2.298.580 [m³/h]N2 N2
H2O
O2 O2 90.000 [m³/h] 90.000 [m³/h]N2 N2
H2O
O2 O2 477.716 [m³/h] 477.716 [m³/h]N2 N2
H2O
-6,2800 -8,8400
PCS=9958 [kcal/Nm³] PCI=8993[kcal/Nm³] 17,367[g/mol] (para ar=1)
0,602
Limite Inflam Super 14,9 [%de gas no ar]
Limite Inflam Inferior 4,8 [%de gas no ar]
