TCC NITROBENZENO COMPLETO

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UNIVERSIDADE SANTA CECÍLIA 
FACULDADE DE ENGENHARIA 
CURSO DE ENGENHARIA QUÍMICA 
PROJETOS DE PROCESSOS QUÍMICOS II 
 
 
 
LUIZ FRANCISCO SCHERETTE 
 
 
 
 
 
 
PROJETO DE UMA PLANTA DE PRODUÇÃO DE 
NITROBENZENO 
 
 
 
 
 
SANTOS/SP 
2021 
LUIZ FRANCISCO SCHERETTE – RA 133145 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
PROJETO DE UMA PLANTA DE PRODUÇÃO DE 
NITROBENZENO 
 
 
Trabalho de Conclusão de Curso 
apresentado como exigência parcial 
para obtenção do título de Engenheiro 
Químico à Universidade Santa Cecília 
sob a orientação do Prof. Me. Flávio 
Nelson Pereira. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
SANTOS/SP 
2021 
 
AGRADECIMENTOS 
 
Ao Prof. Me. Flávio Nelson Pereira, pela orientação, paciência e dedicação nos 
esclarecimentos de dúvidas, os quais foram fundamentais para a execução deste 
trabalho. 
Ao Prof. Me Luiz de França Netto, por magnanimamente auxiliar-me nas 
correções e partilhar valiosíssimo conhecimento prático e teórico, proporcionando-me 
um aprendizado de valor imensurável. 
A todos os mestres pelo conhecimento transmitido com respeito, 
comprometimento e bom humor, no decorrer desses cinco anos. 
À Universidade Santa Cecília por ter me proporcionado um ambiente acolhedor 
e fomentador de conhecimento. 
Aos meus pais Luiz Scherette Rodrigues (in memoriam) e Marilda Costa pelo 
apoio incondicional e pelos sábios conselhos nos momentos em que mais necessitei. 
 Ao meu irmão Luiz Gustavo Scherette pelos momentos de companheirismo e 
aprendizado mútuo. 
A todos os amigos e colegas do curso com os quais pude compartilhar minhas 
dúvidas, opiniões, anseios e experiências pessoais ao longo dessa jornada. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
“Rir muito e com frequência; ganhar o respeito de pessoas inteligentes e o afeto das 
crianças; merecer a consideração de críticos honestos e suportar a traição de falsos 
amigos; apreciar a beleza, encontrar o melhor nos outros; deixar o mundo um pouco 
melhor, seja por uma saudável criança, um canteiro de jardim ou uma redimida 
condição social; saber que ao menos uma vida respirou mais fácil porque você viveu. 
Isso é ter tido sucesso.” 
(Ralph Waldo Emerson) 
SUMÁRIO 
1. INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 7 
1.1. DESCRITIVO DO PROCESSO ............................................................................ 9 
1.2 Fluxograma do processo ....................................................................................... 11 
2. BALANÇO DE MASSA ............................................................................................ 12 
3. PROPRIEDADES FÍSICAS ...................................................................................... 27 
3.1 Massa Molar ......................................................................................................... 27 
3.2. Densidade ............................................................................................................. 28 
3.3. Calor Específico ................................................................................................... 29 
3.4. Viscosidade .......................................................................................................... 31 
3.5. Condutividade Térmica ........................................................................................ 32 
3.6. Pressão de Vapor ................................................................................................. 34 
3.7. Calor de Vaporização/Condensação .................................................................... 35 
4. BALANÇO DE ENERGIA ........................................................................................ 39 
4.1. Balanço de Energia para o Tanque de Mistura (TQ-05) ...................................... 39 
4.2. Balanço de Energia para o Reator (R-01) ............................................................ 40 
4.3. Balanço de Energia para os Trocadores de Calor ................................................ 42 
5. DIMENSIONAMENTO DE EQUIPAMENTOS ...................................................... 47 
5.1. Reator R-01 .......................................................................................................... 47 
5.2. Coluna de Destilação CD-01 ............................................................................... 50 
5.3. Tanques de mistura .............................................................................................. 55 
5.4. Tanques de Armazenamento ................................................................................ 60 
5.5. Tanque Acumulador ............................................................................................ 63 
Tanque Acumulador (TQ-07) ..................................................................................... 64 
5.6. Decantador Gravitacional (DC-01) ...................................................................... 67 
5.7. Jaqueta do Reator R-01 ........................................................................................ 69 
5.8. Jaqueta do Tanque de Mistura TQ-05 .................................................................. 69 
5.9. Trocadores de Calor ............................................................................................. 70 
5.10. Tubulações ......................................................................................................... 98 
5.11. Bombas ............................................................................................................ 116 
REFERÊNCIAS ........................................................................................................... 151 
ANEXOS ...................................................................................................................... 154 
ANEXO A – Conversão de Unidades (TREVISAN, 1988) ......................................... 154 
ANEXO B – Densidade de Soluções de Ácido Sulfúrico (PERRY & GREEN, 2008) 159 
ANEXO C – Densidade da Água Líquida Saturada (PERRY & GREEN, 2008) ........ 161 
ANEXO D – Pressão de Vapor de Soluções Aquosas de Ácido Sulfúrico (PERRY & 
GREEN, 2008) ............................................................................................................. 162 
ANEXO E – Propriedades Termodinâmicas da Água Saturada (BORGNAKKE & 
SONNTAG, 2009) ........................................................................................................ 163 
ANEXO G – Número de Potência (MORAES Jr. & MORAES, 2011) ....................... 166 
ANEXO H – Seleção de Motor Elétrico (PEREIRA & SEGUIM, 2012) .................... 167 
ANEXO I – Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador Casco e Tubos (PEREIRA, 
2018) ............................................................................................................................. 168 
ANEXO J – Fator de Correção do LMTD (TEMA, 1949) .......................................... 173 
ANEXO K – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (LUDWIG, 2001) 174 
ANEXO L – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (KERN, 1950)...... 176 
Tabela L.1 - Coeficiente global de troca térmica para diversas aplicações .................. 176 
ANEXO M – Estimativa de Coeficiente Global de Troca Térmica (BELL, 1978) ..... 177 
ANEXO N – Dados de Tubos para Trocadores Casco e Tubos (KERN, 1950) .......... 178 
ANEXO O – Contagem de Tubos (ARAÚJO, 2002) ................................................... 179 
ANEXO P – Diâmetro Equivalente do Casco de Trocador de Calor (LUDWIG, 2001)
 ...................................................................................................................................... 182 
ANEXO Q - Roteiro de Cálculo para Projeto de Trocador Duplo-Tubo (PEREIRA, 
2018) .............................................................................................................................183 
ANEXO R – Velocidades Recomendadas para Tubulações (LUDWIG, 1999) .......... 190 
ANEXO S – Dados de Tubulações (PEREIRA & SEGUIM, 2012) ............................ 192 
ANEXO T – Fatores para o Método dos 2K (HOOPER, 1981)................................... 196 
ANEXO U – Rugosidade de Tubulações (LUDWIG, 1999) ....................................... 197 
 
 
 
 
 
7 
 
 
1. INTRODUÇÃO 
O mononitrobenzeno ou simplesmente nitrobenzeno, cuja fórmula química é 
C6H5NO2, é um composto orgânico também conhecido como óleo de mirbano, que a 
temperatura ambiente é um líquido incolor, apesar de apresentar um tom amarelado 
devido a impurezas provenientes da reação de nitração. Esta substância possui um 
aroma semelhante ao de amêndoas amargas. Apresenta riscos para a saúde e para o 
meio ambiente devido a sua inflamabilidade, toxicidade e potencial carcinogênico. Sua 
temperatura de ebulição é de 210°C, ponto de fusão em torno de 6°C. É miscível em 
etanol e acetona, porém pouco solúvel em água (PEDROSA, 2016). 
Foi produzido pela primeira vez, em 1834, pelo químico alemão Eilhardt 
Mitscherlich, através da reação entre o benzeno e ácido nítrico fumegante. O atual 
processo de produção se dá através da nitração do benzeno, reação na qual ocorre a 
adição de um grupo nitro no composto aromático. É empregada uma mistura 
sulfonítrica, composta por ácido sulfúrico, ácido nítrico e água. O ácido sulfúrico atua 
como catalizador, fornecendo íons H
+
 para a reação. O ácido nítrico na presença de 
ácido sulfúrico ioniza-se liberando o íon NO2
+
 que substitui o hidrogênio do carbono do 
anel aromático (SANTOS, 2005). 
 
 
 
Figura 1 - Esquema da reação de nitração do benzeno. 
 
 
 
 
 
8 
 
O nitrobenzeno é utilizado como intermediário na síntese de poliuretanos, que por 
sua vez possuem aplicações na indústria automobilística e construção civil. Para, além 
disto, o nitrobenzeno tem aplicações na indústria farmacêutica, na produção de corantes, 
pigmentos, pesticidas e solventes. (PEDROSA, 2016). 
O presente trabalho objetivou o projeto de uma unidade de produção de 
nitrobenzeno, cuja capacidade é de 390 toneladas diárias. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
9 
 
1.1. DESCRITIVO DO PROCESSO 
 
Benzeno (C6H6, puro), ácido nítrico (HNO3, 68% em massa) e ácido sulfúrico 
(H2SO4, 75% em massa) são estocados nos tanques TQ-01, TQ-02 e TQ-03, 
respectivamente, a temperatura ambiente e pressão atmosférica. O tanque TQ-01 é 
dotado de sistema de inertização com nitrogênio, para redução do percentual de 
oxigênio e vapores de benzeno, evitando possível explosão, incêndio e contaminação do 
ambiente, como também evitar a implosão do tanque durante o esvaziamento do 
mesmo, e válvula de segurança PSV-01 para alívio da pressão interna. Ácido nítrico 
(corrente 3) e sulfúrico (corrente 5) são enviados, respectivamente, pelas bombas B-02 e 
B-03 ao tanque de mistura TQ-05, onde são misturados com agitação contínua pelo 
agitador AG-05, formando uma mistura sulfonítrica a 50°C, com composição mássica 
de 28,2% HNO3 e 43,9% H2SO4 e 27,9% de H2O (ALEXANDERSON et al, 1978). O 
tanque é dotado de jaqueta, pela qual circula água de resfriamento devido à exotermia 
da mistura. A mistura sulfonítrica é transferida pela bomba B-05 (corrente 7) ao reator 
de mistura R-01. O benzeno com 10% de excesso, em relação ao HNO3 
(ALEXANDERSON et al, 1978), armazenado no tanque TQ-01 é enviado pela bomba 
B-01, através da corrente 1, ao reator de mistura R-01. O reator R-01 que possui 
agitador AG-01 e opera a pressão atmosférica, é revestido por uma camisa de 
refrigeração e tem controle de temperatura para mantê-la a 55°C (OTHMER, 1996). O 
reator deverá ser de mistura perfeita, de modo que a resistência de miscibilidade entre 
os reagentes seja minimizada, propiciando uma maior área de contato entre as fases 
orgânica e inorgânica. O tempo de reação é estimado em 7,5 minutos 
(ALEXANDERSON et al, 1978). O grau de conversão da reação é de 90%. 
Reação no reator R-01: HNO3 + C6H6  
42SOH C6H5NO2 + H2O 
O produto do reator R-01 é bombeado pela B-06, por meio da corrente 9, até o 
decantador DC-01, com tempo de residência estimado em 7,5 minutos (SANTOS, 
2005), formando a fase leve, composta por água (H2O) e ácido sulfúrico (H2SO4) e a 
fase pesada, composta por nitrobenzeno (C6H5NO2) e benzeno não convertido (C6H6). O 
decantador DC-01 possui controle de nível. A água (H2O) e o ácido sulfúrico (H2SO4) 
são bombeados pela bomba B-07, através da corrente 11, para o tanque de mistura e 
lavagem TQ-06 que possui agitador AG-06. A solução de Na2CO3, 20% em massa, a 
10 
 
25°C, armazenada no TQ-04 é enviada ao TQ-06 pela bomba B-04, por meio da 
corrente 13, a fim de neutralizar todo o ácido sulfúrico presente na mistura, mantendo o 
pH em torno de 6,5 (OTHMER, 1996). O TQ-06 opera a 25°C e a pressão atmosférica. 
O pH é controlado através de um analisador. A reação entre a solução de carbonato de 
sódio (Na2CO3) e o ácido sulfúrico, gera sulfato de sódio (Na2SO4), água (H2O) e 
dióxido de carbono (CO2) que é liberado para a atmosfera pela corrente 15. A água 
(H2O) e o Sulfato de sódio (Na2SO4) são bombeados pela bomba B-08, através da 
corrente 17, para uma estação de tratamento de efluentes (ETE). 
Reação no tanque de lavagem TQ-06: H2SO4 + Na2CO3 → Na2SO4 + H2O + CO2 
 A fase orgânica, composta pelo nitrobenzeno bruto (C6H5NO2) e benzeno (C6H6) 
é enviada do decantador DC-01, pela bomba B-09 (corrente 18) para o TC-01, sendo 
aquecida até 80°C, através da troca térmica com vapor saturado a 110°C (corrente 34), 
evitando a alimentação de benzeno frio à coluna CD-01, facilitando o processo de 
destilação. A CD-01 opera a pressão atmosférica. Na coluna de destilação (CD-01) 
ocorre a separação do benzeno em excesso (C6H6) e do nitrobenzeno bruto (C6H5NO2) 
por diferença de volatilidade. O benzeno por ser mais volátil é obtido pelo topo da 
coluna (corrente 21) com 99,9% de pureza molar (SANTOS, 2005) a temperatura de 
90°C, passando posteriormente pelo condensador TC-02, onde é arrefecido até 80,1°C 
antes de ser coletado no acumulador TQ-07. Uma parte do benzeno é retornada a coluna 
de destilação CD-01 pela bomba B-10 (corrente 25, refluxo) e o restante é enviado para 
o trocador de calor TC-05, pela mesma bomba, sendo arrefecido até 55°C e 
posteriormente reciclado para o reator R-01, por meio da corrente 27. O nitrobenzeno 
(C6H5NO2) é obtido pela base da coluna (corrente 28) a 180°C, com 99,9% de pureza 
molar. Uma parte dele passa pelo refervedor TC-03, através da corrente 30, onde é 
aquecido até atingir 200°C, através da troca de calor com a entrada de vapor saturado a 
210°C (corrente 35), e enviado de volta a coluna pela bomba B-11. O restante é enviado 
pela bomba B-11 para o trocador TC-04, por meio da corrente 32, onde é resfriado até 
25°C antes de ser estocado no tanque TQ-08. 
A torre de resfriamento TR-01 alimenta através da bomba B-12 (corrente 36), o 
condensador TC-02 (corrente 45), a jaqueta do tanque de mistura TQ-05 (corrente 41), a 
camisa de refrigeração do reator R-01 (corrente 38) e os resfriadores (TC-04), corrente 
50 e o TC-05, corrente 48. 
11 
 
1.2 Fluxograma do processo 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
12 
 
2. BALANÇO DE MASSA 
 
Produção de 390 ton/dia de nitrobenzeno puro (C6H5NO2). 
 
Reação: H2SO4 + HNO3 + C6H6 → C6H5NO2 + H2O 
MM (kg/Kmol): 98,08 63,01 78,11 123,11 18,01 
ṁ (kg/dia): 310.710 199.610 247.445 390.000 57.054 
 
Corrente 1 
Benzeno puro alimentado ao reator R-01, com 10% em excesso. 
 ̇ ̇A corrente total de alimentação do C6H6 no reator R-01 é 272189 kg/dia, sendo a soma 
da corrente de alimentação e da corrente 26 (corrente de reciclo). 
 
Corrente 3 
A corrente 3 transporta HNO3 (68%) e H2O (32%) do tanque TQ-02 para o TQ-05. 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
13 
 
Corrente 5 
A corrente 4 transporta H2SO4 (75%) e H2O (25%) do tanque TQ-03 ao tanque TQ-05. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Corrente 7 
A corrente 7 transporta a mistura sulfonítrica do tanque de mistura TQ-05 para o reator 
R-01. 
Balanço Global para o TQ-05: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
14 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
Corrente 9 
A corrente 9 sai do reator R-01, após a reação de nitração, carregando os produtos para 
o decantador DC-01. 
 A quantidade de benzeno alimentada ao reator R-01 é oriunda do tanque de 
armazenamento TQ-01 e da corrente de reciclo C-26. 
 
 ̇ ( ) ̇ ̇ ( ) ( )
 ( ) ̇ ( ) 
 ̇ ( 
 )
 
 
 
15 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
16 
 
Corrente 11 
A corrente 11 transporta a fase leve do decantador DC-01, composta por H2SO4 e H2O 
para o tanque de mistura e lavagem TQ-06. 
 
 ̇ ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
Corrente 13 
A corrente 13 transporta solução de Na2CO3 (20%), que será usada para neutralizar a 
solução ácida, no tanque TQ-06. 
 
Reação: H2SO4 + Na2CO3 → Na2SO4 + H2O + CO2 
MM (Kg/Kmol): 98,08 106 142,05 18,01 44,01 
ṁ (Kg/dia): 310.710 335800 450.000 57054 139.420 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
17 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ̇ ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
Corrente 15 
A corrente 15 libera o CO2, produzido na reação de neutralização, para a atmosfera. 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
Corrente 16 
A corrente 16 transporta a água e o sulfato de sódio, produzidos na reação de 
neutralização e a água da solução de Na2CO3, para a estação de tratamento de efluentes 
(ETE). 
 ̇ ̇ ̇ ( ) ̇ ( ) 
 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
18 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
Corrente 18 
A corrente 18, composta por nitrobenzeno e benzeno não convertido, alimenta a coluna 
de destilação CD-01. 
 ̇ ̇ ̇ 
 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
19 
 
 
Vazão molar e composição da alimentação. 
Frações molares: 
 
 ̇ 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
 
 ̇ 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
20 
 
 ̅ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vazão mássica de benzeno na corrente de destilado (C-26): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vazão mássica de nitrobenzeno na corrente de destilado (C-26): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ̇ ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
21 
 
 
Corrente 33 
Na corrente 33 (corrente de fundo) escoa o Nitrobenzeno obtido após a 
separação na coluna CD-01, encaminhando o produto para o tanque TQ-08. 
Vazão mássica de nitrobenzeno na corrente 33: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vazão mássica de benzeno na corrente 33: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ̇ ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 ( ) 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
22 
 
 
Corrente 25 
A corrente 25 é a corrente de refluxo, que retorna parte do benzeno a coluna de 
destilação. 
 
A razão de refluxo é obtida através da razão de refluxo mínima, que por sua vez é obtida 
através do gráfico de McAbe-Thielle e da relação: 
 
 
 
 
 
Do gráfico obtém-se 
 
 
 → 
 
 
 → 
 
Empregando a razão ótima de refluxo, compreendida entre 15 e 30% da razão mínima 
(CANTON & NETTO, 2018) obtém-se a razão de refluxo R. 
 
 
Com a razão de refluxo R, calcula-se a vazão da corrente 25 através da relação: 
 
 
 ̇ 
 ̇ 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 → ̇ 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
23 
 
 
Composição da corrente 
A composição em massa da corrente 25 é a mesma composição da corrente 26 – 1,55% 
de C6H5NO2 e 98,45% de C6H6. 
 
Vazão mássica de Benzeno na corrente 25: 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vazão mássica de Nitrobenzeno na corrente 25: 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Corrente 21 
Calculadas as correntes de refluxo e de reciclo, determina-se o valor da corrente de topo 
da coluna (corrente 21). 
 
 ̇ ̇ ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Composição da corrente 
A composição em massa da corrente 21 é a mesma composição das correntes 25 e 26 – 
1,55% de C6H5NO2 e 98,45% de C6H6. 
Vazão mássica de Benzeno na corrente 21:̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vazão mássica de Nitrobenzeno na corrente 21: 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
24 
 
 
Corrente 31 
 
Através de relações de balanço de massa no Prato de alimentação e na base da coluna de 
destilação pode-se determinar o valor da corrente 31. 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
Composição da corrente (% massa): 
 
A composição em massa da corrente 31 é a mesma da corrente 32 - 0,00635% Benzeno 
e 99,99% de nitrobenzeno. 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Corrente 28 
 
Conhecendo as vazões das correntes 31 e 32, pode-se determinar a vazão da corrente 
28: 
 
 ̇ ̇ ̇ 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
A composição em massa da corrente 28 é a mesma da corrente 30 e 31 - 0,00635% 
Benzeno e 99,99% de nitrobenzeno. 
25 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Tabela 2.1 – Vazões mássicas das correntes de processo 
kg/h 1 2 3 4 5 6 7 
C6H6 11341,23 11341,23 ---- ---- ---- ---- ---- 
HNO3 ---- ---- 8317,08 8317,08 ---- ---- 8317,08 
H2SO4 ---- ---- ---- ---- 12946,25 12946,25 12946,25 
C6H5NO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
H2O ---- ---- 3913,92 3913,92 4315,42 4315,42 8229,34 
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Total 11341,23 11341,23 12231 12231 17261,67 17261,67 29492,67 
 
kg/h 8 9 10 11 12 13 14 
C6H6 ---- 2062,04 2062,04 ---- ---- ---- ---- 
HNO3 8317,08 ---- ---- ---- ---- ---- 
H2SO4 12946,25 12946,25 12946,25 12946,25 12946,25 ---- ---- 
C6H5NO2 ---- 16266,25 16266,25 ---- ---- ---- ---- 
H2O 8229,34 10606,58 10606,58 10606,58 10606,58 55966,67 55966,67 
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- 13991,67 13991,67 
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Total 29492,67 41881,12 41881,12 23552,83 23552,83 69958,34 69958,34 
 
kg/h 15 16 17 18 19 20 21 
C6H6 ---- ---- ---- 1031,02 1031,02 1031,02 1385,41 
HNO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
C6H5NO2 ---- ---- ---- 16250 16250 16250 21,81 
H2O ---- 66573,25 66573,25 ---- ---- ---- ---- 
CO2 5809,17 ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2SO4 ---- 18750 18750 ---- ---- ---- ---- 
Total 5809,17 85323,25 85323,25 17281,02 17281,02 17281,02 1407,22 
 
 (continua) 
 
 
26 
 
 
 
Tabela 2.1 – Vazões mássicas das correntes de processo (continuação) 
 
kg/h 22 23 24 25 26 27 28 
C6H6 1385,41 1385,41 1385,41 355,36 1030 1030 1,76 
HNO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
C6H5NO2 21,81 21,81 21,81 5,6 16,25 16,25 17640,22 
H2O ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 
Total 1407,22 1407,22 1407,22 360,96 1046,25 1046,25 17642 
 
kg/h 29 30 31 32 33 
C6H6 1,76 0,141 0,141 1,03 1,03 
HNO3 ---- ---- ---- ---- ---- 
H2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- 
C6H5NO2 17640,22 1406,55 1406,55 16234,26 16234,26 
H2O ---- ---- ---- ---- ---- 
CO2 ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2CO3 ---- ---- ---- ---- ---- 
Na2SO4 ---- ---- ---- ---- ---- 
Total 17642 1406,7 1406,7 16235,3 16235,3 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
27 
 
 
3. PROPRIEDADES FÍSICAS 
 
 3.1 Massa Molar 
 
Para o cálculo da massa molar média foi utilizada a média ponderada das frações 
molares de cada composto (PEREIRA, 2017): 
 
 ̅̅ ̅̅ ̅ ∑ 
Em que: 
 ̅̅ ̅̅ ̅ é a massa molar média, (kg/kmol) 
 xi é a fração molar do composto i, adimensional e 
MWi é a massa molar do composto i, (kg/kmol) 
 
 
Tabela 3.1 – Massa molar dos compostos envolvidos no processo 
Composto MM (kg/kmol) 
C6H6 78 
HNO3 63 
H2SO4 98 
C6H5NO2 123 
H2O 18 
Na2CO3 106 
Na2SO4 142 
CO2 44 
N2 28 
 
 
 
 
 
 
 
 
28 
 
 
3.2. Densidade 
 
 Para o cálculo da densidade de líquidos puros foi utilizada a seguinte correlação 
(PERRY & GREEN, 2008): 
 
 
 
 
* . 
 
 
/
 
+
 
 
 Em que: 
 ρ é a densidade, (mol/dm³) 
 C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e 
 T é a temperatura, (K) 
 
Tabela 3.2 – Coeficientes de densidade 
Composto C1 C2 C3 C4 Tmínima (K) Tmáxima (K) 
C6H6 1,0162 0,2655 562,16 0,28212 278,68 562,16 
C6H5NO2 0,8996 0,25856 523,30 0,27800 189,60 523,30 
 
 
Para a água foi adotada a tabela de densidades a 1 atm. 
Para o ácido sulfúrico, ácido nítrico, carbonato de sódio e sulfato de sódio foi adotada a 
tabela de densidades de soluções aquosas a 1 atm. 
Para o cálculo da densidade de mistura de líquidos foi utilizada a seguinte equação 
(PEREIRA, 2017): 
 
 
 
∑ ⁄
 
 
 Em que: 
 ρmix é a densidade, (kg/m³) 
 wi é a fração mássica do composto i, adimensional e 
 ρi é a densidade do composto i, (kg/m³) 
29 
 
 
Para o cálculo da densidade de gases foi utilizada a equação de Clapeyron para gases no 
estado ideal, já que vapores saturados na faixa de 1 a 3 atm não apresentam 
afastamentos apreciáveis da idealidade (GOMIDE, 1984): 
 
 
 
 
 
 
 Em que: 
 ρ é a densidade, (kg/m³) 
 P é a pressão do sistema, (atm) 
 MW é a massa molar, (kg/kmol) 
 R é a constante dos gases ideias, 0,082 atm.m³/kmol.K e 
 T é a temperatura do sistema, (K) 
 
3.3. Calor Específico 
 
 Para o cálculo do calor específico de líquidos puros foi utilizada a seguinte 
correlação (PERRY & GREEN, 2008): 
 
 
 
 
 
 
 Em que: 
 cp é o calor específico, (J/kmol.K) 
 C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e 
 T é a temperatura, (K) 
 
Tabela 3.3 – Coeficientes de calor específico 
Composto C1 C2 C3 C4*10
2 
C5*10
6 
Tmínima (K) Tmáxima (K) 
C6H6 162940 -344,94 0,85562 ___ ___ 278,68 500 
H2O 276370 -2090,1 8,125 -0,014116 9,3701
 
273,16 533,15 
C6H5NO2 226230 -624,8 1,472 ___ ___ 189,60 350,21 
 
30 
 
 
Para o H2SO4, HNO3, Na2CO3 e Na2SO4 foram utilizadas as tabelas de calor 
específico para compostos inorgânicos. 
 
Para o cálculo do calor específico de misturas líquidas foi utilizada a média 
ponderada das frações mássicas de cada composto (PEREIRA, 2017): 
 
 ∑ 
 
 Em que: 
 cpmix é o calor específico médio, (kcal/kg.K) 
 wi é a fração mássica do composto i, adimensional e 
cpi é o calor específico do composto i, (kcal/kg.K) 
 
Para o cálculo do calor específico de gases puros foi utilizada a seguinte função 
hiperbólica (PERRY & GREEN, 2008): 
 
 
[
 
 
 
 
 
 ⁄
 (
 
 ⁄ )
]
 
 
 
 
 
 
 
[
 
 
 
 
 
 ⁄
 (
 
 ⁄ )
]
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Em que: 
cp é o calor específico, (J/kmol.K) 
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e 
 T é a temperatura, (K) 
 
Tabela 3.4 – Coeficientes de calor específico 
Composto C1 *10
-5 
C2*10
-5 
C3*10
-3 
C4 *10
-5
 C5 Tmínima (K) Tmáxima (K) 
CO2 0,2937 0,3454 1,428 0,264 588 50 5000 
N2 0,29105 0,086149 1,7016 0,0010347 909,79 50 1500 
 
31 
 
 
3.4. Viscosidade 
 
Para o cálculo da viscosidade de líquidos puros foi utilizada a seguinte equação 
(PERRY & GREEN, 2008): 
 
 ( 
 
 
 
 ) 
 
Em que: 
μ é a viscosidade dinâmica, (Pa.s) 
C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e 
T é a temperatura, (K) 
 
Tabela 3.5 – Coeficientes de viscosidade dinâmica 
Composto C1 C2 C3 C4*10
29
 C5 Tmínima Tmáxima 
C6H6 14,354 -134,60 -3,789 ___ ___ 220 500 
C6H5NO2 -11,0351212,30 -0,542 ___ ___ 289,81 491,05 
H2O -52,843 3703,60 5,866 -5,88 10 273,16 646,15 
 
 
Para o cálculo da viscosidade de misturas líquidas foi utilizada a equação abaixo 
(PEREIRA, 2017): 
 
 .∑ / 
 
 Em que: 
μmix é a viscosidade dinâmica média, (cP) 
xi é a fração molar do componente i, adimensional e 
μi é a viscosidade dinâmica do componente i, (cP) 
 
 
 
32 
 
Para o cálculo da viscosidade de gases puros foi utilizado o seguinte polinômio 
(PERRY & GREEN, 2008): 
 
 
 
 
 
 
 ⁄ 
 
 
⁄
 
 
Em que: 
μ é a viscosidade dinâmica, (Pa.s) 
C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e 
T é a temperatura, (K) 
 
Tabela 3.6 – Coeficientes da viscosidade dinâmica 
Composto C1*10
7
 C2 C3 C4 Tmínima Tmáxima 
CO2 0,1896 0,56 ___ ___ 273,16 1500 
N2 0,1453 0,36 ___ ___ 189,60 1500 
 
 
 
3.5. Condutividade Térmica 
 
Para o cálculo da condutividade térmica de líquidos puros foi utilizado o 
polinômio adaptado abaixo (PERRY & GREEN, 2008): 
 
 
 
 
 Em que: 
 k é a condutividade térmica, (W/m.K) 
 C1, C2, C3, C4 e C5 são coeficientes de cada composto e 
 T é a temperatura, (K) 
 
 
 
 
 
33 
 
Tabela 3.7 – Coeficientes da condutividade térmica 
Composto C1 C2*10
4
 C3*10
9 
Tmínima (K) Tmáxima (K) 
C6H6 0,218 -3,242 ___ 189,60 428,05 
C6H5NO2 0,325 -2,726 ___ 289,81 398,07 
H2O -0,432 57,255 1,861 273,16 633,15 
 
Para o cálculo da condutividade térmica de misturas líquidas foi utilizada as seguintes 
equações definidas como Método de Li (REID et al., 1987): 
 
 ∑∑ 
 
 
 
 
 
 (
 
 
 
 
 
)
 
 
 
 
∑ 
 
 
 
 
 
Em que: 
kmix é a condutividade térmica média, (kcal/h.m.K) 
kij é a condutividade térmica binária relativa entre compostos, (kcal/h.m.K) 
ki é a condutividade térmica do composto i puro, (kcal/h.m.K) 
ϕi é a fração superficial do volume do composto i, adimensional e 
Vi é o volume molar do composto i puro, (L/kmol) 
 
Tabela 3.8 – Volume molar dos compostos e átomos envolvidos no processo 
Composto Fórmula V (L/Kmol) Átomo Símbolo V(L/Kmol) 
Benzeno C6H6 100,14 Carbono C 5,29 
Nitrobenzeno C6H5NO2 137 Enxofre S 15,53 
Ácido Sulfúrico H2SO4 107,77 Hidrogênio H 11,40 
Ácido Nítrico HNO3 77,02 Oxigênio O 17,36 
Água H2O 40,16 Nitrogênio N 13,54 
Carbonato de Sódio Na2CO3 104,77 Sódio Na 23,7 
Sulfato de Sódio Na2SO4 132,37 
 
34 
 
 
Para o cálculo da condutividade térmica do dióxido de carbono e do nitrogênio 
foi utilizado o software Aspen Plus, capaz de predizer tais propriedades abrangendo um 
vasto range de temperatura, pressões e composições molares e em massa. 
 
3.6. Pressão de Vapor 
 
Para o cálculo da pressão de vapor da água, benzeno e nitrobenzeno foi utilizada 
a equação de Antoine: 
 
 ( ) 
 
 
 
 
Em que: 
Pv é a pressão de vapor do composto (mmHg); 
 
A, B, e C são constantes para cada produto válido dentro de um intervalo de 
temperatura Tmáxima e Tmínima. 
 t é a temperatura do processo (°C) 
 
 
Tabela 3.9 – Constantes da equação de Antoine 
Composto A B C Tmínima (°C) Tmáxima (°C) 
C6H6 6,89272 1203,531 219,888 14,5 80,9 
C6H5NO2 7,11562 1746,86 201,783 134,1 210,6 
H2O 8,10765 1750,286 235,0 0 60 
 
 
Para a determinação da pressão de vapor das soluções de H2SO4, HNO3, 
Na2CO3, Na2SO4 e dos gases CO2 e N2 foi utilizado o software Aspen Plus. 
 
 
 
 
 
 
 
35 
 
 
3.7. Calor de Vaporização/Condensação 
 
Para o cálculo do calor de vaporização/condensação foi utilizado o polinômio adaptado 
abaixo (PERRY & GREEN, 2008): 
 
 ( )
( 
 ) 
 
 
 Em que: 
 ΔHV é o calor de vaporização, (J/kmol) 
 C1, C2, C3 e C4 são coeficientes de cada composto e 
 TR é a temperatura reduzida, obtida por T/Tc, adimensional. 
 
Tabela 3.10 – Coeficientes do calor de vaporização 
Composto C1*10
7 
C2 C3 C4 Tcrítica (K) Tmínima Tmáxima 
C6H6 4,5346 0,39053 ___ ___ 288,9 278,68 562,05 
C6H5NO2 3,7286 0,11435 ___ ___ 720,15 289,81 398,07 
H2O 5,2053 0,3199 -0,2120 0,25795 647,10 273,16 647,10 
CO2 2,173 0,382 -0,4339 0,42213 304,19 216,58 304,21 
N2 0,74905 0,40406 -0,317 0,27343 126,15 63,15 126,20 
 
Para as soluções de H2SO4, HNO3, Na2CO3 e Na2SO4 foi utilizado o software Aspen 
Plus. 
Sendo a reação de nitração já supracitada calcula-se a entalpia de formação pela 
seguinte equação (FELDER & ROUSSEAU, 2004): 
 
 ∑ 
 ∑ 
 
 
 Em que: 
 
 é a entalpia de formação da reação, (kJ/mol) 
 Σ 
 é a soma das entalpias dos produtos, (kJ/mol) e 
Σ 
 é a soma das entalpias dos reagentes, (kJ/mol) 
36 
 
 
Tabela 3.11 – Entalpias de formação dos compostos envolvidos na reação de nitração. 
Composto 
 (kJ/mol) 
 
Reagentes 
C6H6 +50,15 
HNO3 -180,86 
 
Produtos 
C6H5NO2 +9,05 
H2O -287,75 
Reação Global -147,24 
 
 
 
 
 
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo 
Corrente 1 2 3 4 5 6 7 
ṁ (kg/h) 11341,23 11341,23 12231 12231 17261,67 17261,67 29492,67 
MW (kg/kmol) 78,11 78,11 35,02 35,02 46,46 46,46 40,92 
T (°C) 25 25 25 25 25 25 25 
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 
ρ (kg/m³) 872 872 1234,24 1234,24 1298,74 1298,74 1240,24 
cp (kJ/kg.K) 1,47 1,47 2,940 2,940 2,633 2,633 2,754 
μ (cP) 0,595 0,595 0,872 0,872 2,922 2,922 0,987 
K (Btu/h.ft.°F) 0,0832 0,0832 0,188 0,188 0,213 0,213 0,214 
p°v (psia) 2,26 2,26 0,667 0,667 0,0970 0,0970 1,36 
 
Corrente 8 9 10 11 12 13 14 
ṁ (kg/h) 29492,67 41881,12 41881,12 23552,83 23552,83 69958,34 69958,34 
MW (kg/kmol) 40,92 47,63 47,63 32,68 32,68 21,60 21,60 
T (°C) 25 55 55 25 25 25 25 
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 
ρ (kg/m³) 1240,24 1153,31 1153,31 1164,89 1164,89 829,55 829,55 
cp (kJ/kg.K) 2,754 2,4 2,4 3,126 3,126 3,477 3,477 
μ (cP) 0,987 0,905 0,905 1,662 1,662 1,013 1,013 
K (Btu/h.ft.°F) 0,214 0,117 0,117 0,233 0,233 0,369 0,369 
p°v (psia) 1,36 1,544 1,544 0,175 0,175 0,310 0,310 
(continua) 
 
37 
 
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo (continuação) 
 
Corrente 15 16 17 18 19 20 21 
ṁ (kg/h) 5809,17 85323,25 85323,25 17281,02 17281,02 17281,02 1407,22 
MW (kg/kmol) 44 22,27 22,27 119,03 119,03 115,62 78,3 
T (°C) 35 25 25 25 25 80 90 
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 
ρ (kg/m³) 1,75 1333,67 1333,67 1169,79 1169,79 1091,49 2,701 
cp (kJ/kg.K) 0,862 3,8 3,8 1,517 1,517 1,632 1,32 
μ (cP) 0,0154 1,16 1,16 1,71 1,71 0,735 0,00926 
K (Btu/h.ft.°F) 0,010 0,465 0,465 0,085 0,085 0,0803 0,00925 
p°v (psia) 254 0,382 0,382 0,379 0,379 2,53 19,9 
 
Corrente 22 23 24 25 26 27 28 
ṁ (kg/h) 1407,22 1407,22 1407,22 390,96 1046,25 1046,25 17642 
MW (kg/kmol) 78,3 78,3 78,3 78,3 78,3 78,68 123,11 
T (°C) 80,1 80,1 80,1 80,1 80,1 55 180 
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 
ρ (kg/m³) 816,4 816,4 816,4 816,4 816,4 843,3 1034,92 
cp (kJ/kg.K) 1,77 1,77 1,77 1,77 1,77 1,653 1,863 
μ (cP) 0,322 0,322 0,322 0,322 0,322 0,421 0,4 
K (Btu/h.ft.°F) 0,0731 0,0731 0,0731 0,0731 0,0731 0,0777 0,0738 
p°v (psia) 14,53 14,53 14,53 14,53 14,53 6,65 6,23 
(continua) 
 
 
 
 
 
 
 
 
38 
 
Tabela 3.12 – Propriedades físicas das correntes de processo (continuação) 
 
Corrente 29 30 31 32 33 
ṁ (kg/h) 17642 1406,7 1406,7 16235,3 16235,3 
MW (kg/kmol) 123,11 123,11 123,11 123,11 123,11 
T (°C) 180 180 200 180 25 
P (psia) 14,7 14,7 14,7 14,7 14,7 
ρ (kg/m³) 1034,92 1034,86 1011,3 1034,67 1198 
cp (kJ/kg.K) 1,863 1,865 1,92 1,865 1,52 
μ (cP) 0,4 0,4 0,361 0,4 1,9 
K (Btu/h.ft.°F) 0,0738 0,0738 0,0723 0,0738 0,0855 
p°v (psia) 6,23 6,23 8,3 6,23 0,0037 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
39 
 
 
4. BALANÇO DE ENERGIA 
 
 Para o cálculo do balanço de energia foram utilizadas as seguintes equações de 
troca de calor adaptadas (PEREIRA, 2018): 
 
 ̇ ̇ ( ) 
 
 ̇ ̇ ( ) 
 
Em que: 
Q é o calor trocado, (kJ/dia) 
ṁ é a vazão mássica do fluido,(kg/dia) 
Cp é o calor específico do fluido na temperatura média entre T1 e T2, 
(kJ/kg.K) 
T1 é a temperatura de entrada do fluido, (°C) 
T2 é a temperatura de saída do fluido, (°C) 
h1 é a entalpia específica de entrada do fluido, (kJ/kg) 
h2 é a entalpia específica de saída do fluido, (kJ/kg) 
 
 
4.1. Balanço de Energia para o Tanque de Mistura (TQ-05) 
 
Para resfriamento foi utilizada água proveniente da torre de resfriamento (TR-
01) com uma temperatura de saída da torre de 10°C e de retorno de 15°C. 
 
Tabela 4.1 – Balanço de energia no TQ-05 
Composto ṁentrada (kg/dia) Cpmistura(kJ/kg.°C) ∆T (°C) Q (kJ/dia) 
HNO3 199.610 
2,754 50 97.467.364,8 
H2SO4 310.710 
H2O 197.504 
Total 707.824 
 
 
 
40 
 
 
 
Com a taxa de calor gerada no TQ-05, calcula-se a massa de água necessária 
para manter constante a temperatura do equipamento. 
 
 ̇ 
 ̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
4.2. Balanço de Energia para o Reator (R-01) 
 
Para o cálculo do balanço de energia foi utilizada a seguinte equação de troca de 
calor adaptada (PEREIRA & SEGUIM, 2012): 
 
 ̇ ∑, ̇ ( )- ∑[ ̇ ( )] 
 
 
 
 
 ̇ ̇ 
 
 
Em que: 
Q é o calor trocado, (kJ/dia) 
 ̇ é a vazão mássica dos compostos, (kg/dia) 
cp é o calor específico, (kJ/kg.°C) 
ΔHvaporização é o calor de vaporização dos compostos que mudam de fase, (kJ/kg) 
ξ é o grau de avanço da reação, (kmol/dia) 
 ̇ é a vazão molar do composto i, (kmol/dia) 
νi é o coeficiente estequiométrico do composto i na reação, adimensional e 
 
 é a entalpia de formação da reação, (kJ/Kmol) 
 
 
 
 
 
41 
 
 
 
Tabela 4.2 – Balanço de energia no R-01 
Composto ṁentrada 
(kg/dia) 
ṁsaída 
(kg/dia) 
Cp 
(kJ/kg.K) 
∆T 
(°C) 
Q 
(kJ/dia)Entrada 
Q 
(kJ/dia)Saída 
C6H6 296934 49489 1,65 55 26946758,69 4491126,75 
C6H5NO2 390 390390 1,57 55 33676,5 33710176,5 
HNO3 199610 ___ 2,23 55 24482166,5 ___ 
H2SO4 310710 310710 2,04 55 34861662 34861662 
H2O 197504 254558 4,53 55 49208121,6 63423125,7 
Total 1005147 1005147 ___ ___ 135532385,3 136486091 
 
 
 ̇ 
 ̇ 
 
̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ̇ ̇
̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ ∑ ̇ 
 
 
 ̇ ( )
 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
Com a taxa de calor gerada pela reação no R-01, calcula-se a massa de água 
necessária para resfria-lo. 
 
42 
 
 ̇ 
 ̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
4.3. Balanço de Energia para os Trocadores de Calor 
 
Para aquecimento da corrente de alimentação da coluna CD-01, foi utilizado 
vapor saturado a 110°C. 
 
 
Cálculo de F.HF 
 
 
Tabela 4.3 – Balanço de energia no trocador TC-01 
Composto ṁ (kg/dia) 
cp mistura na 
temperatura média 
(kJ/kg.K) 
 
Tentrada 
(°C) 
Tsaída 
(°C) 
C6H6 24744,5 
1,571 25 80 C6H5NO2 390000 
Total 414744,5 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
43 
 
 
 
Cálculo do Qc 
 
Tabela 4.4 – Balanço de energia no trocador TC-02 
Composto ṁ (kg/dia) ∆Hv (90°C) 
(kJ/kg) 
∆Hv (80,1°C) 
(kJ/kg) 
C6H6 33249,8 383,87 389,76 
C6H5NO2 523,49 444,45 449,1 
Total 33773,29 ___ ___ 
 
 
 ̇( ) 
 
 [( ) ( )
 
 
 
 
 
 ( )
 ( )
 
 
 
 
 
] 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Cálculo de D.HD 
Tabela 4.5– Balanço de energia no trocador TC-05 
Composto ṁ (kg/dia) cp mistura na temperatura 
média (kJ/kg.K) 
Tentrada 
(°C) 
Tsaída 
(°C) 
C6H6 24720,25 
1,71 80,1 55 C6H5NO2 390 
Total 25110,25 
 
44 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Cálculo de B.HB 
Tabela 4.4 – Balanço de energia no trocador TC-04 
Composto ṁ (kg/dia) cp mistura na temperatura 
média (kJ/kg.K) 
Tentrada 
(°C) 
Tsaída 
 (°C) 
C6H6 24,76 
1,67 180 25 C6H5NO2 389622,22 
Total 389646,98 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
45 
 
 
Cálculo de QR 
 
Fazendo um balanço de energia global na coluna de destilação e lembrando que 
o volume de controle considerado inclui as colunas e os trocadores de calor 
(condensador e refervedor), tem-se: 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
No refervedor foi utilizado vapor saturado a 210°C. 
 
 
Das tabelas de vapor: 
 
 
 
 
 
 
 
 
Logo: 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Portanto a massa total de vapor necessária é de 2122,92 kg/h e a massa total de 
água da torre de refrigeração é de 1222444,81 kg/h. 
46 
 
 
Tabela 4.5– Resumo das vazões de utilidades do processo 
 
Utilidade 34 35 
Vapor de 
aquecimento 
(kg/h) 
669,52 1453,4 
 
Utilidade 36 37 38 39 40 
Água de 
resfriamento 
(kg/h) 
1222444,81 1222444,81 855823,11 855823,11 366621,7 
 
Utilidade 41 42 43 44 45 
Água de 
resfriamento 
(kg/h) 
179023,15 179023,15 187598,55 1034846,26 364,18 
 
Utilidade 46 47 48 49 50 
Água de 
resfriamento 
(kg/h) 
364,18 187234,37 1979,57 1979,57 185254,8 
 
Utilidade 51 52 53 54 
Água de 
resfriamento 
(kg/h) 
185254,8 187234,37 187598,55 1222444,81 
 
 
 
 
47 
 
 
5. DIMENSIONAMENTO DE EQUIPAMENTOS 
 
5.1. Reator R-01 
A reação de nitração do benzeno em ácido misto segue uma equação cinética de 
2° ordem (COOMBES et al, 1968). Define-se a cinética química, com a presença de 
catalisador (ácido sulfúrico), como (OLAH et al, 1989): 
 
 , - , - 
Em que: 
-rA é a taxa da reação, (mol/L.h) 
k2 é a constante cinética de 2° ordem, da reação de nitração, (L/mol.h) 
Cbenzeno é a concentração de benzeno, (mol/L) 
Cácido nítrico é a concentração de ácido nítrico, (mol/L) 
 
 
Considerando que o reagente limitante é o ácido nítrico, o qual é denominado reagente 
“A” e sendo a reação do tipo A + B → P, com CA0 ≠ CB0, segue-se a equação de projeto 
(BRANDÃO, 2019): 
 
 
 ( )
 ( ) 
 
 
 
≠ 
 
5.1.2 Determinação de CA0 e CB0 
 
 ̇ ̇ 
 ̇
 
 
48 
 
 
Em que: 
 é a densidade da mistura, (kg/m³) 
 ̇ é a vazão mássica do reagente A (ácido nítrico), (kg/h) 
 ̇ é a vazão mássica do reagente B (benzeno), (kg/h) 
 ̇ é a vazão volumétrica, (m³/h) 
 ̇ 
 ̇ ̇ 
 
 
( )
 
 
 
 
 
 ̇ 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 ̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ̇ 
 ̇
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( )
 ( ) 
 
 
 
 
A cinética da reação obedece à expressão de velocidade 
Sendo: 
 ( ) 
 
49 
 
 
 
 ( ) 
 
Logo: 
 ( )( ) 
 
 
 
 ( 
 
 
 )
 
 ( ) ( ) 
 
 
 
 
Definida a taxa de reação, calcula-se o volume do reatorde mistura perfeita (CSTR) 
pela seguinte equação (FOGLER, 2009): 
 
 
 
 
 
 
Em que: 
 Vútil é o volume útil do reator, (m³) 
 FA0 é a vazão molar de alimentação do reagente limitante A, (mol/h) 
 XA é a conversão da reação, adimensional e 
 -rA é a taxa da reação, (mol/L.h) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
50 
 
 
Adotando-se um fator de segurança de 35% devido à formação de vapor, 
determina-se o volume total do reator (FOGLER, 2009): 
 
 
 
 
Admitindo-se um diâmetro de 3 m, sendo: 
 
 
 
 
 
 
 
Determina-se a altura do reator: 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
5.2. Coluna de Destilação CD-01 
 
Para o dimensionamento de uma coluna de destilação fracionada tem-se como 
principal parâmetro o número de pratos reais (GOMIDE,1988): 
 
 
 
 
 
Em que: 
 
 NPR é o número de pratos reais, adimensional 
 
 NPT é o número de pratos teóricos, adimensional e 
 
 E° é a eficiência global de placa, (%) 
 
 
 
 Para o cálculo da eficiência global foi utilizado o método proposto por Gomide, 
representado abaixo de forma simplificada e que é válido para hidrocarbonetos e 
similares. 
 
 
 
 ( )
 
 
51 
 
 
 Em que: 
 
 E° é a eficiência global, (%) 
 
 α é a volatilidade relativa à temperatura média da coluna 
 
 μF é a viscosidade da alimentação à temperatura média da coluna, (cP). 
 
 
O número de pratos teóricos pode ser determinado pelo método gráfico de McCabe-
Thiele utilizando-se a curva de equilíbrio. Para a determinação do diâmetro da coluna, 
adota-se a vazão de vapor ascendente e a utilização da equação abaixo (GOMIDE, 
1988): 
 
 √
 
 
 
 
 Em que: 
 
 D é o diâmetro da coluna, (m) 
 
 Q é a vazão de vapor ascendente, (m³/s) 
 
 v é a velocidade permissível do vapor, (m/s) 
 
 
 Para o cálculo da velocidade permissível utiliza-se o método gráfico com 
abscissa representada pelo espaçamento entre as placas e a ordenada pelo coeficiente de 
Souders, além de ser necessária a informação da altura do selo (hs). A velocidade pode 
ser calculada pela equação abaixo (GOMIDE, 1988): 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 Em que: 
 
 v é a velocidade permissível do vapor, (m/s) 
 
 K é o coeficiente de Souders, (m/s) 
 
 ρL é a densidade do líquido, (kg/m³) 
 
 ρG é a densidade do vapor, (kg/m³) 
 
52 
 
 
 
 Para a altura da coluna utiliza-se a equação abaixo (CANTON & NETTO, 2018) 
 
 
 
Em que: 
 
 h é a altura da coluna, (m) 
 
 NPR é o número de pratos reais, adimensional e 
 
 t é o espaçamento entre os pratos, (m) 
 
O último parâmetro a ser considerado é a razão de refluxo (MORAES & Jr. & 
MORAES, 2018): 
 
 
 
 
 
 
 Em que: 
 
 rmínimo é a razão mínima de refluxo, adimensional 
 
 xD é a fração molar do destilado, adimensional e 
 
 ykmáx é a intersecção entre as retas de enriquecimento e alimentação com 
abscissa, admensional. 
 
 
Tabela 5.1 – Dados básicos da alimentação 
 
Fração molar (xF) 0,091 
ρL (kg/m³) 816,4 
ρG (kg/m³) 2,701 
μF (cP) 0,5 
Q (m³/s) 0,145 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Utilizando uma razão de refluxo ótima de 30% superior a razão mínima de 
refluxo (CANTON & NETTO, 2018): 
 
 
 
53 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Para o cálculo da volatilidade relativa (α) à temperatura média da coluna será 
utilizada a média geométrica da volatilidade relativa das correntes de alimentação, topo 
e fundo. 
 Calcula-se as pressões de vapor do benzeno e nitrobenzeno através da equação 
de Antoine: 
 
 ( ) 
 
 
 
 
Em que: 
Pv é a pressão de vapor do composto (mmHg); 
 
A, B, e C são constantes para cada produto válido dentro de um intervalo de 
temperatura Tmáxima e Tmínima. 
 t é a temperatura da corrente (°C) 
 
Tabela 5.2 – Constantes de Antoine para o benzeno e nitrobenzeno 
 
 A B C 
Benzeno 6,89272 1203,531 219,888 
Nitrobenzeno 7,11562 1746,86 201,783 
 
 
 
Tabela 5.3 – Pressões de vapor e volatilidade relativa das correntes 
 
 
T (°C) 
P°v Benzeno 
(mm Hg) 
P°v Nitrobenzeno 
(mm Hg) 
α 
.
 
 
/ 
 
Alimentação 80 757,62 8,25 91,83 
Topo 90 1020,84 13,45 75,89 
Fundo 180 7639,23 346,81 22,03 
 
 
 
54 
 
 
Com o valor da volatilidade relativa das correntes de alimentação, topo e fundo, 
calcula-se a volatilidade relativa à temperatura média da coluna: 
 
 ( )
 
 
 
Com o valor de yk traçam-se as retas de alimentação, de enriquecimento e de 
stripping. Calcula-se o número de pratos teóricos como 6,80. Com isso determina-se o 
número de pratos reais: 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Com o valor da altura do selo (hs = 25 mm, para pressão de operação = 1 atm) e 
espaçamento (t) entre placas de 50 cm, utiliza-se o gráfico (ANEXO F) para 
determinar o coeficiente K sendo 0,045 m/s. Com essas informações determina-
se a altura e o diâmetro da coluna. 
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 √
( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
 
 
A alimentação da coluna será no 18° prato real, com a cota de altura de: 
 
 ( ) ( ) 
 
55 
 
 
 
Figura 5.1 – Curva de equilíbrio para o sistema Benzeno / Nitrobenzeno 
 
 
 
5.3. Tanques de mistura 
 
 Para o cálculo do volume de um tanque de mistura utiliza-se a vazão a ser 
misturada multiplicada pelo tempo de mistura. A partir daí determina-se o diâmetro e a 
altura do mesmo levando em conta a premissa D = H (MORAES Jr. & MORAES, 
2012): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
56 
 
 
Em que: 
 
VL é o volume de líquido no tanque, (m³) 
Q é a vazão da mistura, (m³/s) 
t é o tempo de mistura necessário, (s) 
DT é o diâmetro do tanque, (m) e 
HL é a altura de líquido no tanque, (m) 
Para o cálculo do volume real do tanque foi utilizado um fator de correção 
levando-se em conta a adição de 15% no volume do tanque (MORAES Jr. & MORAES, 
2011): 
 
 
 
 
Em que: 
VT é o volume do tanque, (m³) 
VL é o volume de líquido no tanque, (m³) 
HT é a altura do tanque, (m) e 
HL é a altura de líquido no tanque, (m) 
 
A potência do agitador pode ser determinada pela seguinte equação (MORAES 
Jr. & MORAES, 2011): 
 
 
 
 
 
Em que: 
Pot é a potência do agitador, (W) 
NP é o número de potência determinado para uma dada geometria (ANEXO G), 
adimensional 
N é a rotação, (rps) 
DA é o diâmetro do impulsor mecânico, (m) e 
ρ é a densidade do fluido, (kg/m³) 
 
57 
 
As dimensões do agitador podem ser determinadas através das relações 
geométricas fixadas por Rushton e descritas abaixo (GIROTO & MORAES Jr., 1995): 
 
 
Figura 5.2 – Dimensões do agitador fixadas por Rushton 
 
 
Tabela 5.4 – Relações geométricas de Rushton considerando turbina com 6 pás verticais 
Relação Significado 
 
 
 ⁄ Diâmetro do impulsor 
 
Distância do impulsor ao fundo do 
tanque 
 
 
 ⁄ Largura da pá do impulsor 
 
 
 ⁄ Altura da pá do impulsor 
 
 
 ⁄ Largura da chicana 
 Altura do líquido no tanque 
 
a) Tanque de Mistura (TQ-05) 
 
Para um tempo de mistura de 60 minutos tem-se: 
 
 
 
 
 
58 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para a determinação do número de potência adota-se uma rotação de 300 rpm e a 
utilização de um impulsor com 6 pás verticais com 4 chicanas para eliminação de 
vórtice (ECKERT et al, 1985): 
 
 
 
 
 
 
( ) 
 
 
⁄⁄ 
 
 
Do gráfico anexo é obtido o valor de NP = 1,2 
 
 
 
 ( ) ( ) 
 
 
 
 
 
 
Da tabela de motores elétricos disponíveis obtém-se um motor de 350 HP. 
 
Tabela 5.5 – Dimensões do tanque de mistura TQ-05 
Dimensões 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
59 
 
 
b) Tanque de Mistura (TQ-06) 
 
Para um tempo de mistura de 60 minutos tem-se: 
 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para a determinação do número de potência adota-se uma rotação de 150 rpm e a 
utilização de uma turbina com 6 pás verticais com 4 chicanas para eliminação de vórtice 
(ECKERT et al, 1985): 
 
 
 
 
 
 
( ) 
 
 
⁄
 
 
 ⁄
 
 
Do gráfico anexo é obtido o valor de NP = 1,2. 
 
 
 
 ( ) ( ) 
 
 
 
 
 
 
Da tabela de motores elétricos disponíveis obtém-se um motor de 250 HP. 
 
 
60 
 
 
 
Tabela 5.6 – Dimensões do tanque de mistura TQ-06 
Dimensões 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
5.4. Tanques de Armazenamento 
 
 Para o cálculo do diâmetro e altura dos tanques de armazenamento foi utilizada a 
fórmula do volume de um cilindro (MORAES Jr. & MORAES, 2012): 
 
 
 
 
 
Em que: 
 
V é o volume do tanque, (m³) 
D é o diâmetro do tanque, (m) e 
H é a altura do tanque, (m) 
 
Considerando que o volume a ser ocupado por líquido será de apenas 90%, o tempo 
para o carregamento e o descarregamento dos tanques será efetuado ao fim de cada 168 
horas (7 dias), e o diâmetro será igual à altura. Assim a equação modifica-se para 
(MORAES Jr. & MORAES, 2012): 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
 
61 
 
 
a) Tanque de Armazenamento (TQ-01) 
 
Primeiramente calcula-se o volume de líquido no tanque: 
 
 
 
 
 
 
Em seguida obtém-se o volume real do tanque: 
 
 
 
 
 
 
Por conseguinte determina-se o diâmetro e a altura do tanque: 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
b) Tanque de Armazenamento (TQ-02) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
 
62 
 
 
c) Tanque de Armazenamento (TQ-03) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
d)Tanque de Armazenamento (TQ-04) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
e) Tanque de Armazenamento (TQ-08) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
63 
 
 
 √
 
 
 
 √
 
 
 
 
 
 
5.5. Tanque Acumulador 
 
Para o cálculo do volume de um acumulador deve-se levar em conta a geometria 
apresentada na imagem abaixo, isto é, altura de líquido superior ao raio do cilindro. O 
volume será calculado através da soma do volume da parte cilíndrica e do volume das 
calotas torisféricas (dished head). (KOWAL, 1973): 
 
 
Figura 5.3 – Formato do tanque acumulador horizontal 
 
 
 
 
 
 [ 
 (
 
 
) ( ) √ ] 
 
Em que: 
VT, C é o volume total da parte cilíndrica, (m³) 
RC é o raio da parte cilíndrica, (m) 
L é o comprimento da parte cilíndrica, (m) 
Vi, C é o volume parcial calculado no nível do líquido, (m³) e 
H é a altura de líquido no tanque, (m) 
 
 
 
64 
 
 
 
 
 *, ( )- ( )
 + 
 
 
 
 
 ( 
 ) ( 
 ) 
 { [ 
 
( )
 
 
 
] }
 
 
 
{
 
 
, - , 
 - (
 
 
 
 
 
, 
 
 - (
 
 
) 
 (
 
 
) 
 
 
 
 } 
 
 
 √ 
 
 √ 
 ( ) 
 
 √ 
 ( ) 
 
 
Em que: 
 VT, D é o volume total das calotas, (m³) 
 RD é o raio principal da calota, segundo a norma ASME é igual ao diâmetro da 
parte cilíndrica, (m) 
 VP, D é o volume parcial das calotas, (m³) 
RC é o raio da parte cilíndrica, (m) 
H é a altura de líquido no tanque, (m) 
 A, B, C e D são coeficientes de auxílio na resolução do cálculo, (m) 
 
Tanque Acumulador (TQ-07) 
 
Adotando-se um tempo necessário para o enchimento do acumulador a partir do 
start da produção, de 10 min (tempo de surto), calcula-se o volume de líquido: 
 
 
65 
 
 
 
 
 
 
Para o próximo cálculo adota-se o raio do cilindro como 0,5 m e o comprimento 
como 1,2 m, considerando-se que 90% do volume do tanque serão ocupados por 
líquido, então o volume calculado deve ser aproximadamente igual ao volume 
necessário com acréscimo de um fator de segurança de 15%: 
 
 
 
 
Raio do cilindro (RC) = 0,4 m 
Raio principal da calota (RD) = 0,6 m 
Comprimento da parte cilíndrica (L) = 1,0 m 
Altura de líquido (H) = 0,6 m 
 
 
 
 ( )
 
 
 [ 
 (
 
 
) ( ) √ ] 
 
 [ 
 (
 
 
) ( ) 
 √ ( ) ] 
 
Para o cálculo do volume parcial das calotas, inicialmente calcula-se os valores de A, B, 
C e D: 
 
 √ 
 
 √ 
 
 
 
66 
 
 √ 
 ( )
 √ ( ) 
 
 √ 
 ( ) √ ( ) 
 
 
 
 
 ( ( ) ) ( ( ) ( ) ( ) ) 
 ,( ) * 
( )
 
 
 
+ ( ) ( )-
 
 
 
{
 
 
, ( ) ( ) - , ( ) ( ) -( )
 (
 
 
 
 
 
), ( ) ( ) - (
 
 
) 
 ( ) (
 
 
) 
 
 
 ( ) } 
 
 
 
 
 
 
 
 *, ( )- ( )
 + 
 
 
 
 
 *, ( )- ( ) + 
 
 ( ) ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
67 
 
 
5.6. Decantador Gravitacional (DC-01) 
 
Para o cálculo de um decantador gravitacional é necessário calcular o tempo de 
decantação da fase pesada (MCCABE et al., 2005): 
 
 
 
 
 
 
Em que: 
 
t é o tempo de decantação da fase pesada, (h) 
μ é a viscosidade da alimentação do decantador, (cP) 
ρA é a densidade da fase pesada, (kg/m³) e 
ρB é a densidade da fase leve, (kg/m³) 
 
 
No entanto deve-se somar um tempo de residência necessário para garantir uma 
boa separação. Esse tempo deve estar entre 5 e 10 minutos. Adotando-se 7,5 minutos 
para o processo (SANTOS, 2005) é possível obter o tempo total de permanência no 
decantador (MCCABE et al., 2005): 
 
 
 
 
 
 
( )
 
 
⁄
 
 
 
Assim é possível calcular o diâmetro inicial considerando-se a relação 
(MCCABE et al., 2005): 
 
 √
 
 
 
 
 
 
68 
 
 
Em que: 
 
 D é o diâmetro do decantador, (m) 
 Q é a vazão volumétrica da alimentação do decantador, (m³/h) e 
 t é o tempo total de permanência no decantador, (h) 
 
 
 √
 
 
 
 
√ 
 
 
 
 
 
 
 
Como fator de segurança considera-se o dobro da área calculada (MCCABE et al., 
2005): 
 
 
 
 
 
( ) 
 
 
 
 
 √
 
 
 √
 
 
 
 
 
Considerando-se apenas 90% do decantador ocupado porlíquido pode-se 
calcular a altura do mesmo (MCCABE et al., 2005): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
69 
 
 
5.7. Jaqueta do Reator R-01 
 
A área de troca térmica da jaqueta pode ser calculada pela Lei de Fourier 
(PEREIRA & SEGUIM, 2012): 
 
 ( ) 
 
Em que: 
Q é a taxa de calor trocado entre o reator e a jaqueta, (kcal/h) 
U é o coeficiente global de troca térmica, (kcal/h.m².°C) 
A é a área de troca térmica, (m²) 
Tágua é a temperatura de entrada da água de resfriamento, (°C) e 
Treator é a temperatura que o reator deve ser mantido, (°C) 
 
Sendo assim pode-se calcular a área de troca térmica, adotando-se um 
coeficiente global de 750 Btu/ft².h.°F (RAZUK, 2006): 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
A área da Jaqueta é compatível com a área externa disponível do reator. 
 
 
5.8. Jaqueta do Tanque de Mistura TQ-05 
 
 ( ) 
 
Adotando-se um coeficiente global de 135 Btu/ft². h.°F (RAZUK, 2006) 
 
70 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
A área da Jaqueta é compatível com a área externa disponível do tanque. 
 
 
5.9. Trocadores de Calor 
Para todos os trocadores que aqui serão projetados foi utilizado o roteiro de 
cálculo para dimensionamento de trocadores de calor (ANEXO I). 
 
a) Trocador de Calor (TC-01) 
 
 a1) Cálculo do LMTD 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( )
( )
]
 
 
 
Sendo T1 = T2 = 110°C, t1 = 25°C e t2 = 80°C: 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( ) 
( ) 
]
 
 
 
 
 
71 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
( ) 
( ) 
 
 
 
( ) 
( ) 
 
}
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
a2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica 
Para o vapor como fluido quente e orgânico pesado como fluido frio foi adotado 
UD = 30 BTU/h°F.ft² e sendo o calor trocado de 1508091,96 BTU/h (ANEXO L): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
a3) Localização dos fluidos 
A mistura Benzeno/Nitrobenzeno é tóxica, motivo pelo qual será alocada nos 
tubos. O vapor de aquecimento escoará no casco. 
 
 a4) Escolha e arranjo dos tubos (Anexo N) 
Os tubos selecionados são de 1 in. (BWG 10) e o pitch triangular 30°. 
 
 
 
 
 
a5) Número de tubos por passe 
Para a mistura orgânica, a velocidade recomendada é de 3 a 6 ft/s Velocidade 
adotada: 3 ft/s. 
 
72 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
a6) Número de passes nos tubos e número de tubos provisório 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Com base no valor de , escolhe-se o L de modo a obter o menor número par de 
passes. Adotando 20 ft: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
a7) Escolha do diâmetro do casco (Anexo O) 
 
102 tubos de 1 in., 6 passes, pitch triangular Ds = 17 ¼ in. (110 tubos, pitch 1 
¼ in.) 
 
d0 = 1 in., Pt = 1 ¼ in. triangular (anexo P) de = 0,72 in.; De = 0,06 ft. 
 
a8) Espaçamento e número de chicanas 
 ⁄ 
 
( ) ⁄ 
73 
 
 ⁄ ⁄ 
 
 
a9) Rating do trocador 
 
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Vapor 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
( ) (
 
 
) ( )
 
 (
 
 
)
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 ( )⁄ 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para vapor d´água, adota-se diretamente: 
 
 
 
 
 
 
74 
 
 
 
( ) .
 
 
 
 
/ ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ⁄ ) 
 
 
 
 
 (
 
 
) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
a10) Coeficiente Global limpo 
 
 ( )⁄ 
 
 
( )
 
 
( )
 
 
 
 
 
 
 
a11) Fator de Incrustação 
 
 ( ) ( )⁄ 
 
 
( )
 
 
( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
75 
 
a12) Queda de Pressão 
 
TUBOS – Benzeno/Nitrobenzeno CASCO – Vapor 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 . 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 . 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 . 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
76 
 
 
b) Trocador de Calor (TC-02) 
 
b1) Cálculo do LMTD 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( )
( )
]
 
 
Sendo T1 =90°C, T2 = 80,1°C, t1 = 10°C e t2 = 15°C: 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( ) 
( ) 
]
 
 
b2) Estimativa do UD e da área de troca térmica 
Para a mistura orgânica como fluido quente e água como fluido frio foi adotado 
coeficiente UD = 75 BTU/h.ft².°F. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para este serviço será utilizado um trocador duplo-tubo, o qual foi dimensionado 
de acordo com o roteiro (ANEXO Q). Será construído em aço carbono, com grampos de 
12 ft, tubo interno de 3/4 in Sch 40 e tubo externo (anel) de 6 in Sch 40. 
 
 
Figura 5.4 – Seção transversal do trocador duplo tubo 
 
77 
 
 
 
Tabela 5.7 – Dimensões da seção transversal do trocador duplo tubo 
Diâmetro interno do tubo (d) 0,824 in. 
Diâmetro externo do tubo (d1) 1,05 in. 
Diâmetro interno do anel (d2) 6,065 in. 
 
 
b3) Áreas de escoamento do tubo e do anel 
 
TUBO ANEL 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ,( ) ( ) -
 
 
 
 
 
 
 
b4) Localização dos fluidos: 
Na maior área de escoamento (anel), escoará o produto de maior vazão (vapor 
orgânico). 
 
 
 
 
 
 
 
78 
 
 
b5) Coeficientes de película interno e externo 
 
TUBO – água de resfriamento ANEL – Vapor orgânico 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 (
 
 
) ( )
 ( )
 
 (
 
 
)
 
 
 
 .
 
 
 
 
/ ( ) ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 (
 
 
) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
( 
 
 )
 
 
( )
 
 
 
 
 
 ⁄( ⁄ ) ( )
 ( )
 
 (
 
 
) 
 
 .
 
 
 
 
/ ( ) ( )
 
 
 
 
 
 
 
79 
 
 
 
 
 
 (
 
 
) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
b6) Resistência à condução do tubo 
 
 
 .
 
 /
 
 
 .
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
b7) Coeficientes globais de troca térmica, Uc e UD 
 
 ( ⁄ ⁄ ) 
 
 .
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
/⁄ 
 
 
 
 
 
 
 ( ⁄ )⁄ 
 
 .
 
 
 
 
 
 
 
/⁄ 
 
 
 
 
 
 
 
80 
 
 
b8) Área de troca térmica requerida 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
b9) Comprimento total do tubo 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
b10) Número de grampos 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
b11) Queda de pressão 
 
TUBO ANEL 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
( ⁄ ) 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 ( ) 
81 
 
 
 
 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
( )
 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 . 
 
 
/ 
 
 
 
 
 
 
( ) 
 
 
 
 
( ) .
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
82 
 
 
 
C) Trocador de Calor (TC-03) 
 
C1) Cálculo do LMTD 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( )
( )
]
 
 
Sendo T1 = T2 = 210°C, t1 = 180°C e t2 = 200°C: 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( ) 
( ) 
]
 
 
C2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica 
Para o vapor como fluido quente e orgânico leve como fluido frio foi adotado 
coeficiente UD = 180 BTU/h°F.ft² e sendo o calor trocado de 2618303,62 BTU/h 
(ANEXO L): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
O trocador utilizado será do tipo duplo-tubo, o qual foi dimensionado de acordo 
com o roteiro (ANEXO Q). Será construído em aço carbono, com grampos de 20 ft, 
tubo interno de 1 ¼ in Sch 40 e tubo externo (anel) de 6 in Sch 40. 
 
Tabela 5.8 – Dimensões da seção transversal do trocador duplo tubo 
Diâmetro interno do tubo (d) 1,380 in. 
Diâmetro externo do tubo (d1) 1,66 in. 
Diâmetro interno do anel (d2) 6,065 in. 
 
 
 
83 
 
 
 
C3) Áreas de escoamento do tubo e do anel 
TUBO ANEL 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ,( ) ( ) -
 
 
 
 
 
 
C4) Localização dos fluidos: 
Na maior área de escoamento (anel), escoará o produto de maior vazão (vapor). 
 
 
C5) Coeficientes de película interno e externo 
 
TUBO – nitrobenzeno/benzeno ANEL – Vapor 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para vapor d´água adota-se diretamente: 
 
 
 
 
 
84 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 (
 
 
) ( )
 ( )
 
 (
 
 
)
 
 
 
 .
 
 
 
 
/ ( ) ( )
 
 
 
 
 
 
 
 
 (
 
 
) 
 
 
 
 
 (
 
 
) 
 
 
 
 
 
 
 
 
C6) Resistência à condução do tubo 
 
 
 .
 
 /
 
 
 
 
85 
 
 
 
 .
 
 
/
 
 
 
 
 
 
C7) Coeficientes globais de troca térmica, Uc e UD 
 
 ( ⁄ ⁄ ) 
 
 .
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
/⁄ 
 
 
 
 
 
 
 ( ⁄ )⁄ 
 
 .
 
 
 
 
 
 
 
/⁄ 
 
 
 
 
 
C8) Área de troca térmica requerida 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
C9) Comprimento total do tubo 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
86 
 
 
C10) Número de grampos 
 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
C11) Queda de pressão 
TUBO ANEL 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
( ⁄ ) 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 .
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 ( )
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
( )
 
 
 
 
 
 
 
 
.
 
 
 
 
 
 
/ 
 
 
 
 
 
 
 
87 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 . 
 
 
/ 
 
 
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
 
 
 ( ) .
 
 
 
 
 
 
/
 
 
 
 
 
 
 
 
 
d) Trocador de calor TC-04 
 
d1) Cálculo do LMTD 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( )
( )
]
 
 
Sendo T1 = 180°C; T2 = 25°C, t1 = 10°C e t2 = 15°C: 
 
88 
 
 
,( ) ( )- 
 [
( ) 
( ) 
]
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
( ) 
( ) 
 
 
 
( ) 
( ) 
 
}
 
 
 
 
 ( ) 
 
 
d2) Estimativa do coeficiente Global e da área de troca térmica 
Para o Nitrobenzeno como fluido quente e água como fluido frio, adota-se 
coeficiente UD = 100 BTU/h.ft².°F (ANEXO L): 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
d3) Localização dos fluidos 
A mistura benzeno/nitrobenzeno é tóxica, motivo pelo qual será alocada nos 
tubos. A água de resfriamento escoará no casco. 
 
 d4) Escolha e arranjo dos tubos (Anexo N) 
Os tubos selecionados são de 1 in. (BWG 10) e o pitch quadrático 90°. 
 
 
 
 
 
89 
 
 
d5) Número de tubos por passe 
Para a mistura orgânica, a velocidade recomendada é de 3 a 6 ft/s Velocidade 
adotada: 3 ft/s. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
d6) Número de passes nos tubos e número de tubos provisório 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Com base no valor de , escolhe-se o L de modo a obter o menor número par de 
passes. Adotando 16 ft: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
d7) Escolha do diâmetro do casco (Anexo O) 
96 tubos de 1 in. 6 passes, pitch quadrático Ds = 17 ¼ in. (98 tubos, pitch 1 ¼ 
in.) 
 
d0 = 1 in., Pt = 1 ¼