Relatório Final Torre de Resfriamento

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FACULDADE METROPOLITANA DE GUARAMIRIM 
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA QUÍMICA 
WESLY VOLPI 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
RELATÓRIO DE ESTÁGIO 
Otimização da Torre de Resfriamento do Reator de Glifosato 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Guaramirim 
2016
 
 
WESLY VOLPI 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
RELATÓRIO DE ESTÁGIO 
Otimização da Torre de Resfriamento do Reator de Glifosato 
 
Relatório de Estágio apresentado à Faculdade Metropolitana 
de Guaramirim como requisito parcial para a obtenção do 
título de Bacharel em Engenharia Química. 
 
Orientador: Prof. Marcos André Schipmann. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Guaramirim 
2016
 
 
AGRADECIMENTOS 
 
Muitas pessoas foram determinantes para a realização deste trabalho, dentre elas 
gostaria de agradecer primeiramente a professora Dagmar Hempkemaier, pela oportunidade 
dada, ao meu orientador Marcos André Schipmann por todo o suporte oferecido e material 
cedido, ao professor Dioney Neves pela incrível colaboração espontânea e toda a revisão da 
parte de cálculos, a minha coordenadora Juliana Ribeiro Mariotto e professora Maiara Fernanda 
Holz Goll por fornecer equipamentos para coleta de dados. 
Na empresa, agradeço ao meu diretor Jeferson Luiz Jacobi pela oportunidade de estágio 
e ao meu chefe Marcelo Mario Amendolara pelo incentivo, cooperação e compreensão, também 
ao Adam Cristian Nehls pela ajuda. 
Agradeço as empresas Korper, a qual fui atendido pelo Eng. Anderson Charles Janh, e 
a Exausfriba, a qual fui atendido pela Eng. Patrícia Perini, que me forneceram dados técnicos 
com agilidade. 
 
 
 
 
 
 
RESUMO 
 
O presente trabalho apresenta o estudo de eficiência e a otimização da torre de resfriamento que 
atende ao reator de glifosato e ao reator de CCA. A proposta principal é, através de 
levantamento de dados, separar o sistema de arrefecimento dos reatores e dimensionar uma 
torre individual específica para o reator de glifosato. Juntamente a esse objetivo, será elaborado 
uma tabela com as condições do ar no local determinado para a torre, e a iniciação do tratamento 
da água utilizada pela torre. Para tal projeto, será adotada a metodologia de dimensionamento 
padrão de torres de arrefecimento, juntamente com os dados coletados pelo autor na empresa. 
Paralelo ao dimensionamento, será apresentado dados relativos a proposta de iniciação de 
tratamento da água do sistema de arrefecimento, processo este inexistente na empresa 
atualmente. 
 
Palavras-chave: Dimensionamento. Levantamento de dados. Tratamento. 
 
 
 
 
 
LISTA DE ILUSTRAÇÕES 
 
 
Figura 1 - Indústria Química DIPIL...................................................................................... 10 
Figura 2 - Glifosato técnico (princípio ativo) esquerda X Produto formulado (sal de 
isopropilamina) direita. ........................................................................................................ 12 
Figura 3 - Psicrômetro. ......................................................................................................... 14 
Figura 4 - Tipos de elementos de recheio em uma torre. ....................................................... 16 
Figura 5 - Tipos de fluxo de ar em uma torre. ....................................................................... 17 
Figura 6 - Torre atmosférica de tiragem natural .................................................................... 18 
Figura 7 - Torre de tiragem mecânica. .................................................................................. 18 
Figura 8 - Torre de tiragem induzida .................................................................................... 19 
Figura 9 - Especificações da bomba utilizada ....................................................................... 21 
Figura 10 - Condições iniciais de carga térmica no reator ..................................................... 21 
Figura 11 - Água do sistema de arrefecimento atual ............................................................. 24 
Figura 12 - Amostra de água do reservatório da torre atual. .................................................. 25 
Figura 13 - Sedimentação natural da água do reservatório da torre atual. .............................. 26 
Figura 14 - Sólidos retidos na filtragem da amostra de água do reservatório ......................... 26 
Figura 15 - Aspecto da água do reservatório após a filtragem. .............................................. 27 
Figura 16 - Condições iniciais dos tubos de ensaio utilizados na análise. .............................. 27 
Figura 17 - Tubos de ensaio após a adição da amostra do sólido seco filtrado. ...................... 28 
Figura 18 - Sólidos restantes no tubo contendo HCl. ............................................................ 29 
Figura 19 - Tubos de ensaio em banho-maria ....................................................................... 29 
Figura 20 - Residual final da amostra de água da torre. ........................................................ 30 
Figura 21 - Termo higrômetro utilizado para coleta de dados. .............................................. 31 
Figura 22 - Condição de saída da água para a nova torre ...................................................... 32 
Figura 23 - Dados iniciais para os cálculos da torre. ............................................................. 33 
Figura 24 - Balanço de massa na torre. ................................................................................. 34 
Figura 25 - Transferência de calor na gotícula de água com o ar. .......................................... 35 
Figura 26 - Reta de operação de uma torre de resfriamento, processo de equilíbrio térmico. . 38 
 
 
 
 
 
 
LISTA DE TABELAS 
 
Tabela 1 - Fragmento da tabela de coleta de dados de temperatura. ...................................... 31 
Tabela 2 - Características do ar ambiente utilizadas no dimensionamento............................. 32 
Tabela 3 - Linearização de HGZ X Hi .................................................................................. 46 
Tabela 4 - Características do ar de saída da torre. ................................................................. 47 
Tabela 5 - Tabela retirada do laudo da Metaquímica®.......................................................... 57 
 
 
 
 
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS 
 
CCA Arsêniato de Cobre Cromatado 
Cp Calor específico 
GLY Glifosato formulado 
Tbs Temperatura de Bulbo Seco 
Tbu Temperatura de Bulbo Úmido 
 
 
SUMÁRIO 
 
1 INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 9 
1.1 OBJETIVO GERAL.................................................................................................. 10 
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS .................................................................................... 10 
1.3 HISTÓRIA DA EMPRESA....................................................................................... 10 
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................ 11 
2.1 O GLIFOSATO ......................................................................................................... 11 
2.1.1 O ativo e o produto formulado ............................................................................ 12 
2.2 O REATOR DE GLIFOSATO .................................................................................. 13 
2.3 PRINCÍPIOS DE FUNCIONAMENTO DE UMA TORRE DE RESFRIAMENTO.. 13 
2.3.1 Psicometria ........................................................................................................... 13 
2.4 CLASSIFICAÇÃO E TIPOS DE TORRES DE RESFRIAMENTO .......................... 16 
2.4.1 Distribuição e dispersão da água ......................................................................... 16 
2.4.2 Sentido do fluxo ar-água ...................................................................................... 17 
3 METODOLOGIA ................................................................................................... 20 
3.1 DETERMINAÇÃO DA CARGA TÉRMICA A SER DISSIPADA ........................... 20 
3.2 CORROSÃO DO AÇO DO REATOR DEVIDO À FALTA DE TRATAMENTO DA 
ÁGUA DA TORRE ............................................................................................................. 23 
3.2.1 Análise da água do sistema de arrefecimento ..................................................... 25 
3.3 CONDIÇÕES PARA O DIMENSIONAMENTO ...................................................... 30 
3.3.1 Condições iniciais do ar ambiente ....................................................................... 30 
3.3.2 Condição da água para a nova torre de resfriamento ........................................ 32 
3.3.3 Condições de partida de projeto .......................................................................... 33 
3.3.4 Equação de projeto .............................................................................................. 43 
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ............................................................................. 45 
4.1 CALCULO NUMÉRICO PARA O DIMENSIONAMENTO .................................... 45 
4.1.1 Método gráfico para Hi em função de HG .......................................................... 45 
4.1.2 Determinação do coeficiente de transferência de massa por volume Ky.A ....... 47 
4.1.3 Determinação da altura necessária para a torre ................................................ 50 
4.1.4 Determinação do Approach [CTA] ..................................................................... 50 
4.1.5 Determinação do range [CTR] ............................................................................ 51 
4.1.6 Calor cedido pela água [HL] ............................................................................... 51 
4.1.7 Volume de ar requerido [v] ................................................................................. 52 
 
 
4.1.8 Calor recebido pelo ar [HG] ................................................................................ 52 
4.1.9 Massa de água transferida para o ar [Mmak] .................................................... 53 
4.1.10 Eficiência da torre de resfriamento [ƞ] ............................................................... 53 
4.1.11 Perda por arraste [DL] ........................................................................................ 54 
4.1.12 Perda pela resistência do ar [ wL]....................................................................... 54 
4.1.13 Perda por evaporação [ EL] ................................................................................ 54 
4.1.14 Perdas pela purga [BL] ....................................................................................... 55 
4.1.15 Perda total de água do sistema [ wT ] ................................................................. 56 
4.2 IMPLANTAÇÃO DO TRATAMENTO DA ÁGUA DA TORRE ............................ 56 
4.2.1 Análise de dureza da água ................................................................................... 58 
4.2.2 Produtos recomendados para o tratamento ........................................................ 59 
5 CONCLUSÃO ................................................................................................................. 60 
REFERÊNCIAS ................................................................................................................. 63 
ANEXO A – TABELA DE TEMPERATURAS COLETADAS ....................................... 65 
ANEXO B – COORDENADAS PARA CONDIÇÕES DO AR AMBIENTE .................. 66 
ANEXO C – CATÁLOGO EXAUSFIBRA ...................................................................... 67 
ANEXO D – LAUDO DA ANÁLISE DA ÁGUA DA TORRE ATUAL .......................... 68 
ANEXO D – LAUDO DA ANÁLISE DA ÁGUA DA TORRE ATUAL .......................... 69 
ANEXO E – PROSPOSTA DE EQUIPAMENTO KORPERS ........................................ 70 
ANEXO E – PROSPOSTA DE EQUIPAMENTO KORPERS ........................................ 71 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
9 
 
1 INTRODUÇÃO 
 
As torres de resfriamento são equipamentos utilizados para o resfriamento de água 
industrial, como aquela proveniente de condensadores de usinas de geração de potência, ou de 
instalações de refrigeração, trocadores de calor, etc. A água aquecida é gotejada na parte 
superior da torre e desce lentamente através de “enchimentos” de diferentes tipos, em 
contracorrente com uma corrente de ar frio (normalmente à temperatura ambiente). No contato 
direto das correntes de água e ar ocorre a evaporação da água, principal fenômeno que produz 
seu resfriamento. (TREYBAL, 1980) 
Expondo-se adequadamente água ao ar numa torre de resfriamento, é possível resfriar a 
água à temperatura de bulbo úmido do ar, esta será mais baixa que a temperatura ambiente. O 
resfriamento acontece pela evaporação de uma pequena porção de água, o calor latente sendo 
fornecido pela variação do calor sensível do restante. A ênfase está na evaporação de água 
somente suficiente para resfriar o restante. Numa torre de resfriamento a variação do calor 
sensível é a quantidade de interesse principal. (BLACKADDER; NEDDERMAN, 2004) 
Atualmente a Indústria Química DIPIL Ltda. utiliza para o resfriamento de dois reatores 
uma torre de resfriamento de produção interna, sem o devido dimensionamento para o caso 
específico. O mesmo reservatório, com capacidade de 6m³ de água sem tratamento, abastece a 
torre para os dois reatores, sendo que o reator da produção de arseniato de cobre cromatado é 
fabricado em aço carbono, com capacidade de 8 toneladas e atinge 85 ºC, e o segundo reator, 
que produz glifosato, é fabricado em aço inox 316 com capacidade de 1,8 toneladas e atinge a 
temperatura de 79 ºC. O foco deste trabalho estará no reator de glifosato. 
Em determinados momentos do expediente se faz necessário resfriar os dois reatores 
simultaneamente. A torre não possui exaustão forçada de ar, o que diminui a capacidade de 
troca térmica, e por não possuir sistema retentor de gotas a perda de água líquida para o 
ambiente é maior que a necessária, desperdiçando-a. 
A torre atual é ineficiente para o resfriamento simultâneo destes dois reatores, 
aumentando significativamente o tempo necessário para a dissipação da carga térmica do reator 
de glifosato e consequentemente o tempo de processo. 
 
 
 
 
 
10 
 
1.1 OBJETIVO GERAL 
 
Otimização do trocador de calor e estudo para inicialização de tratamento da água de 
resfriamento. 
 
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS 
 
Realizar coleta de dados das propriedades do ar onde a torre está instalada, bem como 
as temperaturas de trabalho do reator e a carga térmica a ser dissipada pela torre. 
Iniciar tratamento na água do reservatório da torre. 
 
1.3 HISTÓRIA DA EMPRESA 
 
Fundada em Setembro de 1979, a então Distribuidora Paranaense de Inseticidas Ltda., 
nasceu do sonho do empresário Alberto Correia, em constituir uma empresa de distribuição de 
produtos inseticidas. Atendendo de forma eficiente a crescente demanda do mercado, foi natural 
a transformação da distribuidora em indústria. 
Sendo assim,no início da década de 80, Alberto adquiriu as primeiras máquinas e 
equipamentos para o início da produção. Com o apoio da prefeitura de Massaranduba, 
conseguiu um terreno localizado na cidade e levantou o primeiro galpão. A então Distribuidora 
Paranaense de Inseticidas Ltda., tornou-se Indústria Química DIPIL. Começou com a produção 
de preservativos para madeira, porém com o rápido crescimento, logo na metade da década de 
90 ampliou seu mix de produtos, adicionando em seu catálogo inseticidas, herbicidas, 
formicidas, e domissanitários em geral. 
 
Figura 1 - Indústria Química DIPIL. 
 
Fonte: DIPIL (2016). 
11 
 
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 
 
O estudo da torre depende diretamente das condições fornecidas pelo reator de glifosato, 
com estas condições conhecidas, será possível a seleção do modelo ideal de torre a ser aplicada. 
Alguns fatores devem ser levados em consideração na escolha do trocador de calor a ser 
utilizado, principalmente a temperatura que deseja-se alcançar e a vazão de trabalho, sendo este 
o fator determinante para escolha de uma torre de resfriamento, já que a menor temperatura que 
uma torre pode oferecer é a temperatura de bulbo úmido local. 
Disposições construtivas, área ocupada e a necessidade de tratamento da água utilizada 
também devem ser levadas em consideração, entretanto esses fatores são mais flexíveis no 
projeto. 
 
2.1 O GLIFOSATO 
 
 Independente do equipamento a ser projetado, é sempre importante conhecer o produtor 
com que será trabalhado, uma simulação com o produto real pode ressaltar uma dificuldade 
operacional que não foi percebida durante o projeto, e também demonstra interesse na qualidade 
do produto que desejamos fabricar. 
 O glifosato é o herbicida de maior uso em todo o mundo e o seu mercado tem crescido 
continuamente nas últimas décadas. O glifosato é tão importante para os sistemas de produção 
agrícola que a sustentabilidade do seu uso está relacionada à própria sustentabilidade destes 
sistemas. São exemplos de situações em que este herbicida é indispensável: o cultivo mínimo 
em florestas de eucalipto, o plantio direto em soja ou milho, a integração lavoura-pecuária e a 
eliminação de soqueiras de cana-de-açúcar. Além destes exemplos, o glifosato é fundamental 
para o manejo de plantas daninhas em lagos, reservatórios, rodovias, ferrovias e em áreas 
urbanas ou industriais. (VELINI, 2009) 
 Com o mercado tão receptivo ao glifosato, investimentos nesse segmento se mostram 
sólidos e rentáveis, uma margem de segurança pode ser atrelada ao nome glifosato, e a 
otimização dos equipamentos necessários ao processo devem proporcionar meios efetivos de 
produção deste herbicida. 
 
 
 
12 
 
2.1.1 O ativo e o produto formulado 
 
O glifosato, ou glyphosate originalmente em inglês, foi desenvolvido na década de 60 
pela gigante do segmento Monsanto. Donos da molécula e da patente do ativo, a Monsanto 
lança em 1974 o primeiro herbicida não seletivo Roundup® tendo como princípio ativo o 
glifosato. 
Com forte investimento na área de marketing e em pesquisas bioquímicas, a Monsanto 
conseguiu introduzir o glifosato no mercado, que até então encontrava resistência pelo novo 
mecanismo de ação, para uma companhia focada em milho e soja, um herbicida que não era 
seletivo para nenhuma cultura tinha seu valor questionável para alguns gerentes da época, “ele 
mata tudo que é verde...o que tem de bom isso? Onde está a seletividade?” (VELINI, 2009, 
p.13). 
Vencidas as dificuldades do pioneirismo, o glifosato se consagrou no mercado, 
conhecido pelo nome comum de Roundup® ou do seu ativo. Entretanto, a molécula sintética 
do princípio ativo leva o nome de Glyphosate, e comumente chamamos o produto formulado 
de glifosato, o que pode trazer uma confusão ou complicação, pois o princípio ativo Glyphosate 
é um ácido, sólido, de cor branca e odor característico, enquanto o produto formulado, que tem 
o nome de sal de isopropilamina, ou outro sufixo básico utilizado na produção, como 
isopropilamônio, sesquisódio ou trimesium é líquido, de cor âmbar e pH 5 na maioria das 
formulações, com viscosidade 0,04055 Pa.s a 20 ºC. Para os cálculos e considerações desse 
relatório, apenas os dados referentes ao produto formulado são relevantes. 
 
Figura 2 - Glifosato técnico (princípio ativo) esquerda X Produto formulado (sal de isopropilamina) direita. 
 
Fonte: AUTOR (2016) 
13 
 
2.2 O REATOR DE GLIFOSATO 
 
 A indústria química DIPIL produz seu glifosato em um reator de batelada com 
capacidade de 1800 Kg, fabricado em aço inoxidável 316L, com espessura de 5mm, encamisado 
com volume de 434 L de água para resfriamento. A torre fica a uma distância linear de 15 metro 
do reator, e a tubulação utilizada é de aço com ¾”. 
 A síntese do glifosato se dá basicamente pela adição de quatro matérias-primas, não será 
necessário cita-las para o projeto, entretanto um fato deve ser levado em consideração. As duas 
primeiras matérias-primas adicionadas geram uma reação exotérmica, atingindo próximo a 
90°C dentro do reator, é necessário esperar a reação esfriar naturalmente até 75 °C para então 
se ligar o resfriamento, essa energia térmica é necessária para a reação. A necessidade de 
arrefecimento é devido a adição da terceira matéria-prima, está se degrada a temperaturas 
superiores a 55 °C. Este será o intervalo de trabalho requerido para a torre. 
 
2.3 PRINCÍPIOS DE FUNCIONAMENTO DE UMA TORRE DE RESFRIAMENTO 
 
 Uma torre de refrigeração é essencialmente uma coluna de transferência de massa e 
calor, projetada de forma a permitir uma grande área de contato entre as duas correntes. O 
processo de transferência de calor envolve transferência de calor latente, devido à vaporização 
de uma pequena porção de água e, transferência de calor sensível, devido à diferença de 
temperaturas de água e ao ar. Cerca de 80% da transferência de calor é devido ao calor latente 
e 20% para calor sensível. (PERRY; GREEN, 2007). 
 Por essa analogia, podemos deduzir que todo o fenômeno de transferência de calor que 
ocorre nesse tipo de equipamento está submisso as características do ar ambiente. Para o 
entendimento do mecanismo de funcionamento de uma torre de resfriamento, são necessários 
conhecimentos de psicometria. 
 
2.3.1 Psicometria 
 
 Psicometria é o campo da ciência que estuda as propriedades do ar atmosférico (mistura 
de ar e vapor d’água). Este estudo é muito importante na operação da torre de resfriamento, já 
que neste processo tem-se troca de calor por contato direto ar/água. (ELKIND, 2002). Em 
estudos de umidificação, desumidificação, e armazenagem de materiais sensíveis a umidade, a 
determinação das condições do ar são o ponto de partida do projeto. 
14 
 
 
2.3.1.1 Temperatura de bulbo seco [Tbs] e temperatura de bulbo úmido [Tbu] 
 
 Quando fazemos a leitura de um termômetro comum, estamos lendo a temperatura de 
bulbo seco, que nada mais é que a temperatura ambiente. A temperatura de bulbo úmido pode 
ser lida por meio de um termômetro comum com seu bulbo envolto em um tecido umedecido, 
a leitura feita por este termômetro mostra a evaporação da água no ar por um processo 
adiabático a pressão constante, onde o ar ambiente tende a temperatura de equilíbrio com a água 
do tecido envolto no bulbo do termômetro. O psicrômetro é o aparelho mais comum utilizado 
para medir a temperatura de bulbo úmido. 
 O psicrômetro é constituído de dois termômetros de coluna de mercúrio idênticos, um 
dos quais tem o deposito de Hg envolvido com tecido de seda de malha larga, permanentemente 
molhada. (COSTA, 2007) 
 
Figura 3 - Psicrômetro. 
 
Fonte: COSTA (2007). 
 
2.3.1.2 Umidade absolutae umidade relativa [UR] 
 
 Toma o nome de umidade absoluta do ar úmido a massa de vapor d’água, por unidade 
de volume da mistura. 
 A relação entre a massa de vapor d’água contido na unidade de volume da mistura e a 
massa de vapor d’água, que o mesmo conteria caso estivesse saturado, toma o nome de umidade 
relativa do ar. (COSTA, 2007) 
15 
 
 
2.3.1.3 Temperatura de ponto de orvalho [Tpo] 
 
 É a temperatura em que o ar úmido se torna saturado, ou seja, quando o vapor d’água 
começa a condensar-se, por um processo de resfriamento, mantendo constante a pressão e a 
razão de mistura. (LOPES; SILVA; REZENDE, 2014) 
 
2.3.1.4 Razão de mistura [W] 
 
 É definida como a razão entre a massa de vapor d’água e a massa de ar seco em dado 
volume da mistura. É expressa em Kg de vapor/Kg de ar seco. (LOPES; SILVA; REZENDE, 
2014) 
 
2.3.1.5 Volume específico [Ve] 
 
 É definido como o volume por unidade de massa de ar seco e expresso em m³ por Kg 
de ar seco. (LOPES; SILVA; REZENDE, 2014) 
 
2.3.1.6 Entalpia [H] 
 
 A entalpia de uma mistura de ar seco e vapor d’água é a energia contida no ar úmido, 
por unidade de massa de ar seco. Expressa em Kcal ou KJ por Kg de ar seco. (LOPES; SILVA; 
REZENDE, 2014) 
 
2.3.1.7 Carta psicométrica 
 
 A maioria das propriedades das misturas de ar e vapor d’água necessárias nos cálculos 
de engenharia estão contidas no diagrama de Mollier, ou também chamado de carta 
psicrométrica. A carta psicrométrica relaciona temperatura, umidade, densidade e entalpia, 
permitindo analisar a variação de energia envolvida na mudança das características físicas do 
ar úmido. (BRESSIANI et al., 2014) 
 O anexo B traz um exemplo de utilização da carta psicométrica da Carrer para pressão 
de 1 atm. 
 
16 
 
2.4 CLASSIFICAÇÃO E TIPOS DE TORRES DE RESFRIAMENTO 
 
Torres de resfriamento são classificadas por 3 mecanismos funcionais independentes 
entre si, a escolha do modelo de torre utilizado parte destes princípios. 
 
2.4.1 Distribuição e dispersão da água 
 
 Os métodos para expor a água à corrente de ar são numerosos, tendo cada um deles suas 
vantagens específicas que devem ser consideradas, aplicação e rendimento requerido. 
O tempo de residência e a área superficial de troca térmica de uma gotícula de água 
quente em uma torre de resfriamento são determinados pelo elemento recheio no interior da 
torre, as disposições construtivas deste elemento têm o intuito de atomizar as gotículas, 
aumentando ao máximo a relação da área superficial pelo seu diâmetro, bem como garantir 
maior tempo de contato desta gotícula com o fluxo de ar na torre, e evitar que este fluxo de ar 
em alta velocidade arraste parte da massa de água que circula pelo sistema. 
 
Figura 4 - Tipos de elementos de recheio em uma torre. 
 
Fonte: FERRAZ (2008). 
 
 
 
17 
 
2.4.2 Sentido do fluxo ar-água 
 
 Análogo ao objetivo do recheio em uma torre, o sentido em que o fluxo de ar entra em 
contato com a água auxilia a escolha do tipo de movimentação do ar a ser escolhida na 
determinação da torre. Este sentido pode ser contracorrente ou fluxo cruzado. 
 
Figura 5 – Tipos de fluxo de ar em uma torre. 
 
Fonte: FERRAZ (2008). 
 
No fluxo em contracorrente a água mais fria entra em contato com o ar mais seco 
alcançando a máxima eficiência, também existe menor risco de recirculação de ar. 
Nas torres de fluxo cruzado o acesso aos elementos mecânicos e ao sistema de 
distribuição é mais fácil, a entrada de ar pode abranger toda a altura da torre, tendo como 
consequência torres mais baixas, reduzindo assim a potência de bombeamento. 
 Ainda sobre a movimentação do fluxo de ar na torre, a classificação mais difundida e 
de maior importância é baseada na forma de movimentação do ar através da mesma. De acordo 
com essa classificação têm-se três tipos de torres. 
 
2.4.2.1 Torres atmosféricas 
 
 É a disposição construtiva que exige maior altura útil. Comum em usinas nucleares ou 
termoelétricas, essas estruturas gigantescas utilizam do fluxo cruzado sem tiragem mecânica do 
ar, ou seja, contam apenas com a força dos ventos para a troca térmica. 
 
 
18 
 
Figura 6 – Torre atmosférica de tiragem natural 
 
Fonte: URIARTE (2011). 
 
As principais características das torres atmosféricas são seu alto tempo de vida com 
baixos custos de manutenção, não produz recirculação do ar utilizado, ocupação de grande área 
útil, devido a sua altura é preciso uma ancoragem segura contra o vento, a torre deve ser 
orientada na direção dos ventos dominantes, a temperatura da água varia com a direção e a 
velocidade do vento e o custo é quase tão alto quanto o de uma torre com elementos mecânicos. 
Torres com esta disposição estão ultrapassadas no mercado e não representam mais uma 
parcela significativa de torres construídas. 
 
2.4.2.2 Torres de tiragem mecânica forçada 
 
 Esta disposição construtiva conta com um ventilador na parte inferior da torre, na 
entrada de ar, forçando a passagem da massa de ar através do recheio, por fluxo cruzado. 
 
Figura 7 – Torre de tiragem mecânica. 
 
Fonte: HAMON GROUP(2016). 
19 
 
As características desta disposição construtiva são, equipamentos compactos, ao nível 
do solo, é a disposição mais eficiente dos três modelos, o ventilador trabalha com ar frio de 
entrada, deixando os equipamentos mecânicos situados em uma corrente de ar relativamente 
seca e são de fácil acesso para manutenção, o tamanho do ventilador é limitado, necessitando 
de um grande número de ventiladores pequenos e de maior velocidade, consequentemente, o 
nível de ruído é maio, também existe a tendência de formação de gelo nos ventiladores durante 
as épocas frias com consequente obstrução da entrada de ar. 
 
2.4.2.3 Torres de tiragem mecânica induzida 
 
Com o ventilador instalado na parte superior da torre, na saída de ar quente e úmido, 
esta disposição também trabalha com fluxo cruzado, sendo possível a instalação de grandes 
ventiladores, com velocidade do ar considerável, podendo também ser instalados filtros de ar. 
Essa alta velocidade do ar de saída evita a recirculação de ar úmido dentro da torre, 
entretanto também pode arrastar corpos estranhos para dentro do sistema, como também tende 
a produzir vibrações. 
 
Figura 8 – Torre de tiragem induzida 
 
Fonte: HAMON GROUP(2016). 
 
 A proposta desse relatório trabalha com esse modelo de torre, pelo fato da disposição 
construtiva utilizar uma área compacta e, a instalação do ventilador na parte superior da torre 
se mostra melhor para este processo, de acordo com a área escolhida na empresa para comportar 
a torre. 
 
20 
 
3 METODOLOGIA 
 
3.1 DETERMINAÇÃO DA CARGA TÉRMICA A SER DISSIPADA 
 
 Podemos quantificar a energia térmica em transito no processo de produção do glifosato 
a partir da primeira lei da termodinâmica, aplicando o princípio de conservação de energia em 
processos adiabáticos. A equação (1) é conhecida como equação fundamental de calorimetria. 
 
q = m . Cp . ∆T 
 
 Considerando um processo adiabático, o calor gerado pelo reator equivale ao absorvido 
pela água. 
 
mH20 x CpH20 x ∆TH20 = mGLY x CpGLY x ∆TGLY 
 
 A reação acontece em um reator batelada de 1800 Kg, atualmente o processo de 
arrefecimento leva 2,5 horas, e como necessitamos resfriar a reação de 75 °C para 55 °C, essas 
serão consideradas temperatura de entrada e saída consecutivamente. Para a água, com a torre 
atual e condições atuais, a temperatura de entrada na camisa do reator é de 32 ºC e após 
estabilizar o fluxo na camisa do reator sua temperatura de saída é de 44,57 ºC.Essa estabilização 
da temperatura de saída da água da camisa do reator se dá ao fato de que como as camisas 
permanecem cheias durante toda a carga do reator a água que está parada dentro da camisa tem 
muito tempo para a troca térmica e quase entra em equilibro térmico no sistema, no primeiro 
momento de acionamento da bomba, a água chega a torre na temperatura de 61°C e, conforme 
circula dentro da camisa, estabiliza-se a uma média de 44 °C. 
 A temperatura de saída da água foi coletada na indústria, entretanto pode ser 
comprovada pela aplicação da equação (2). 
 
1.800,00 Kg/h x 4,18 KJ/Kg.K x (T2 – 32) = 1.800,00 Kg/h x 2,628 KJ/Kg.k x (75 – 55) 
T2 = 44,57 ºC 
 
 Para a massa da água, podemos concluir utilizando as informações da bomba, conforme 
a figura 9. A bomba utilizada é centrifuga, da marca Lepono®, de ½ hp e vazão de 5 a 30 L/min. 
A bomba está configurada para uma vazão de 30 L/min. 
(1) 
(2) 
21 
 
Figura 9 - Especificações da bomba utilizada 
 
Fonte: AUTOR (2016) 
 
Para o cálculo da massa de água, utiliza-se a equação (3). 
 
Q = 
dm³
h
 x ρH2O 
 
Onde: Q = 
30 L
min
 x 
1 dm³
1 L
 x 
0,001 m³
1 dm³
 x 
60 min
1 h
 𝑥
1000 𝐾𝑔
𝑚³
 
 
Q = 1800 Kg/h 
 
 As condições iniciais de troca térmica no reator estão descritas na figura 10. 
 
Figura 10 - Condições iniciais de carga térmica no reator 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
(3) 
22 
 
Todos os valores de Cp utilizados para água nesse relatório foram retirados do livro 
Princípios de transferência de calor de Kreith, Manglik e Bohn (2003). Os valores de Cp para 
o glifosato não são encontrados facilmente em literatura, neste relatório, foram utilizados os 
valores do etileno glicol. 
 É necessário a correção do Cp do glifosato e da água para ajustar-se com a temperatura 
utilizada. Este ajuste pode ser realizado por uma simples interpolação linear, de acordo com a 
equação 4. 
 
⌈
𝑋1 𝑌1
𝑋𝑎 𝑌𝑎
𝑋2 𝑌2
⌉ → 
𝑌𝑎−𝑌1
𝑌2−𝑌1
= 
𝑋𝑎−𝑋1
𝑋2−𝑋1
 
 
Para água a 32 ºC: 
 
 [ºC] [KJ/Kg.K] 
30 4,176
32 𝑌𝑎
35 4,175
 → 
𝑌𝑎−4,176
4,175−4,176
= 
32−30
35−30
 → Cp H2O 32ºC = 4,1756 KJ/Kg.K 
 
Para água a 44,57 ºC: 
 
 [ºC] [KJ/Kg.K] 
40 4,175
44,57 𝑌𝑎
45 4,176
 → 
𝑌𝑎−4,175
4,176−4,175
= 
44,57−40
45−40
 → Cp H2O 44,57 ºC = 4,1759 KJ/Kg.K 
 
Para glifosato a 55 ºC: 
 
 [ºC] [KJ/Kg.K] 
40 2,474
55 𝑌𝑎
60 2,562
 → 
𝑌𝑎−2,474
2,562−2,474
= 
55−40
60−40
 → Cp GLY 55ºC = 2,540 KJ/Kg.K 
 
 
 
 
 
(4) 
23 
 
Para glifosato a 75 ºC: 
 
 [ºC] [KJ/Kg.K] 
60 2,562
75 𝑌𝑎
80 2,650
 → 
𝑌𝑎−2,562
2,650−2,562
= 
75−60
80−60
 → Cp GLY 75ºC = 2,628 KJ/Kg.K 
 
 Com os valores de Cp ajustados, utiliza-se os valores de condição inicial na equação 1. 
 
𝑞 = 1.800,00
𝐾𝑔
ℎ
 𝑥 2,628
𝐾𝐽
𝐾𝑔.𝐾
 𝑥 (75 − 55)𝐾 → 𝑞 = 94.608,00 𝐾𝐽/ℎ 
 
 
 A carga térmica a ser dissipada pela torre é de 94.608,00 KJ/h, deseja-se dissipar esta 
carga em uma hora no novo equipamento. 
 
3.2 CORROSÃO DO AÇO DO REATOR DEVIDO À FALTA DE TRATAMENTO DA 
ÁGUA DA TORRE 
 
 A perda de peças metálicas por ação da corrosão tem preocupado engenheiros e 
metalurgistas que procuram constantemente não só aperfeiçoar ou desenvolver novos métodos 
de proteção, como também aperfeiçoar ou criar novas ligas que apresentem o característico de 
resistência à corrosão (VICENTE CHIAVERINI, 2008). 
Hoje a indústria química DIPIL trabalha com uma única torre refrigerando dois reatores, 
fabricados em metais diferentes e com temperatura de trabalho diferente, sendo o reator de 
glifosato de aço inoxidável e o segundo reator, que produz CCA, feito em aço carbono. A 
mesma água circula pelo sistema de aço carbono, passa pela torre, onde tem seus sais e óxidos 
concentrados devido ao fenômeno de evaporação, e circula pelo sistema do reator de aço inox. 
Essa concentração excessiva de óxidos e sais na água de arrefecimento acarreta danos 
ao sistema ao longo do tempo, os mais impactantes são a cavitação, fenômeno esse que ocorre 
na bomba que recolhe o fluído do reservatório, e abrasividade acentuada nas paredes do reator, 
pois todos estes compostos cristalinos concentrados na água recebem energia cinética do 
trabalho da bomba e atritam com a parede dos reatores, sendo o aço inox mais afetado. 
Os aços inoxidáveis são suscetíveis de apresentarem um tipo de corrosão localizada 
somente em certos pontos da superfície e o ataque corrosivo, uma vez iniciado, progride 
24 
 
principalmente em profundidade, chegando a ocasionar orifícios às vezes tão profundos que 
podem atravessar todo o metal. Esse tipo de corrosão é devido a ação do íon negativo cloro de 
soluções aquosas. São, pois, as soluções de cloreto que provocam mais frequentemente a 
corrosão localizada nos aços inoxidáveis. Tal fato precisa ser lembrado ao se tentar utilizar os 
aços inoxidáveis em contato com qualquer concentração de ácido clorídrico, ou soluções de 
cloreto de ferro, cloreto de cobre, cloretos alcalinos e alcalinos-terrosos. Assim sendo, até 
mesmo a atmosfera salina tende a prejudicar as excelentes qualidades de resistência à corrosão 
de muitos aços inoxidáveis (VICENTE CHIAVERINI, 2008). 
 A exposição desnecessária a todo esse desgaste é facilmente solucionada com a 
separação do sistema de arrefecimento dos reatores, devido a incompatibilidade dos metais, 
seguido de um tratamento químico a base de inibidores de oxigênio, sedimentadores de lodo, 
controladores de pH e fungicidas, devido as condições ótimas para esse biótipo criadas dentro 
de uma torre de resfriamento. O processo conhecido como purga, onde periodicamente a água 
do reservatório da torre é trocada completamente também deve ser adotada nessa nova proposta, 
sendo que esta água não precisa necessariamente ser descartada, sendo esta passível de uso em 
outros processos da empresa. 
 
Figura 11 - Água do sistema de arrefecimento atual 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
25 
 
3.2.1 Análise da água do sistema de arrefecimento 
 
 Uma amostra da água do reservatório foi coletada para a quantificação de sólidos 
dispersos. Aproximadamente 2,2L foram coletados do fundo do reservatório. 
 O reservatório é feito em alvenaria, com 2,62m de comprimento, por 1,33m de largura 
e 2m de profundidade, normalmente seu nível de trabalho é de 6m³ de água. No momento da 
coleta a torre não estava operando, com a água parada por um determinado tempo acontece 
sedimentação da solução no reservatório. Para coletar uma amostra mais coerente da 
concentração da solução, foi utilizado um cano de pvc de 2m de comprimento e com diâmetro 
de 25cm para coletar a água do fundo do reservatório. Com a ponta do cano vedada, foi inserido 
no reservatório e, ao chegar aproximadamente 10cm do fundo foi aberto e, com o deslocamento 
do ar que ocupava o cano para fora, água daquele volume de controle foi sugada pela pressão 
negativa para dentro do cano, logo após foi vedado novamente e retirado da água, repetindo-se 
três vez até a quantidade do volume da amostra. 
 
Figura 12 - Amostra de água do reservatório da torre atual. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
26 
 
 Uma parcela dessa amostra foi sedimentada naturalmente, conforme figura 13, apenas 
para demonstrar que no reservatório este material sólido fica suspenso e retorna as bombas e 
reatores. 
 
Figura 13 - Sedimentação natural da água do reservatório da torre atual. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Dois litros desta amostra foram filtrados e o material restanteseco em estufa até 
atingir umidade de 1%, então foi pesado e apresentou 16,5 g de sólidos 
 
Figura 14 - Sólidos retidos na filtragem da amostra de água do reservatório 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
27 
 
 Mesmo após a filtragem, a água da amostra ainda contém componentes dissolvido e 
suspensos. Para a remoção mais eficiente é necessário um agente floculante e polímero para 
decantação forçada. A figura 15 mostra a amostra após o processo de filtragem. 
 
Figura 15 - Aspecto da água do reservatório após a filtragem. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Um ensaio qualitativo foi realizado para comprovar a presença de oxido de ferro e 
concentração de sais na amostra. Foram pesadas duas porções de 1g cada do sólido seco retido 
na filtração e despostos em dois tubos de ensaio, sendo que em um tubo contem inicialmente 
água deionizada e no segundo ácido clorídrico 32%. A figura 16 mostra as condições iniciais 
dos tubos de ensaio utilizados. 
 
Figura 16 - Condições iniciais dos tubos de ensaio utilizados na análise. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
28 
 
 Como a figura 16 mostra, a água deionizada a esquerda e o ácido clorídrico a esquerda 
tem seus aspectos iniciais límpidos e transparentes. 
 A figura 17 mostra a reação após a adição de uma grama da amostra do sólido seco 
filtrado em cada tubo de ensaio. 
 
Figura 17 - Tubos de ensaio após a adição da amostra do sólido seco filtrado. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
A cor amarelada indica presença de ferro na solução, ferro este oriundo da oxidação do 
reator de aço carbono devido à falta de tratamento desta água. A reação a seguir demonstra o 
fenômeno que ocorre nesse experimento. 
 
2 HCl + FeO → FeCl2 + H2O 
 
No tubo com água deionizada acontece o processo reverso ao da torre de resfriamento. 
Na torre de resfriamento o mecanismo de transferência de calor predominante é a evaporação 
devida ao calor latente da água, onde a água usa a energia do sistema para mudança de fase. 
Com a evaporação de parte desta água, a concentração de sais dissolvidos na água aumenta, 
aumentando sua dureza e, periodicamente, sendo necessário o processo de purga no 
equipamento. Atualmente, com o equipamento atual, não é realizado a purga da água da torre 
de resfriamento, por esse fato a concentração de sais na água chegou ao ponto de saturação, 
cristalizando-os. 
29 
 
A água deionizada é obtida através do processo de desmineralização por elementos 
filtrantes, neste caso resinas de troca iônica, deixando assim essa água com íons aniônicos 
livres. Os sais concentrados, retidos pelo processo de filtração da amostra de água recolhida do 
reservatório da torre, possuem caráter catiônico, e ao contato com a água livre de minerais 
voltam a se solubilizar, dando esse aspecto de água turva na figura 9. 
Como a maior dissolução aconteceu no tubo que contém HCl, isto indica que a maior 
concentração é de FeO no reservatório. A turbidez do tubo com água deionizada confirma a 
concentração excessiva de sais também no reservatório. 
Feita essas considerações, foi constatado que em ambos os tubos ouve restícios de 
sólidos não dissolvidos. 
 
Figura 17 - Sólidos restantes no tubo contendo HCl. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
Em seguida, foi posto os dois tubos de ensaio, ainda contendo as soluções, em banho-
maria para a remoção dos sólidos restantes de ambos os tubos. 
 
Figura 18 - Tubos de ensaio em banho-maria 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
30 
 
Após evaporado o conteúdo líquido dos tubos de ensaio, HCl foi posto no resíduo do 
tubo inicialmente com água deionizada, e água deionizada foi posta no tubo inicialmente com 
HCl. Esse procedimento foi realizado para remover-se toda a concentração de FeO e sais da 
amostra. 
Após este procedimento, o resíduo restante foi novamente evaporado. A figura 20 
mostra o residual final. 
 
Figura 19 - Residual final da amostra de água da torre. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Como o reservatório atual é aberto e exposto aos intemperes do ambiente, inúmeras 
impurezas entram no sistema de arrefecimento, o resíduo da figura 20, formado por minerais 
complexos, é um exemplo de desvantagem de armazenamento aberto e sem tratamento. 
 
3.3 CONDIÇÕES PARA O DIMENSIONAMENTO 
 
3.3.1 Condições iniciais do ar ambiente 
 
 Foram monitorados dados de temperatura de bulbo seco e umidade relativa na empresa 
durante dez dias, com o auxílio de um higrômetro de marca Incoterm, com faixa de medição 
externa de -50° a +70°C com precisão de ± 1ºC e faixa de medição da umidade: 15% a 95%, 
com precisão de ± 5% UR, conforme figura 21. 
A tabela dos dez dias está no anexo A, a tabela 1 traz uma amostra de dados coletados. 
 
 
 
 
31 
 
Figura 20 – Termo higrômetro utilizado para coleta de dados. 
 
Fonte: CLIMA E AMBIENTE (2016). 
 
Tabela 1 - Fragmento da tabela de coleta de dados de temperatura. 
 
Fonte AUTOR (2016). 
 
 A tabela 1 mostra data, hora, temperatura de bulbo seco, umidade relativa e uma imagem 
simbólica do clima no dia em que foi efetuado a leitura, este último sem relevância para os 
cálculos, apenas para apreciação. 
 Com os dados de Tbs e umidade relativa coletados é possível, com o auxílio da carta 
psicométrica, especificar todas as demais características do ar naquela condição. 
 Foi efetuado uma média de temperatura e umidade para determinar um estado do ar 
padrão para o dimensionamento da torre a partir deste. A Tabela 2 traz as condições tidas como 
padrão para efeito de cálculo. As coordenadas da carta psicométrica estão no anexo B. 
32 
 
Tabela 2 – Características do ar ambiente utilizadas no dimensionamento. 
Tbs [ºC] Tbu [ºC] H [KJ/Kg] UR [%] W [Kg/Kg ar seco] V [m³/Kg] 
29 22,4 66 57 0,0144 0,878 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 
3.3.2 Condição da água para a nova torre de resfriamento 
 
 O cálculo de carga térmica a ser dissipada feito anteriormente considera a temperatura 
de água de entrada no reator como sendo de 32 ºC, pelo fato de que a torre atual não conseguir 
refrigerar a água ao mínimo de temperatura ambiente. Uma das premissas desse projeto é de 
que a torre resfrie a água à 25 ºC, em condições climáticas possíveis, dissipando a carga térmica 
total em menos tempo que o processo atual. Para isso, a temperatura de saída da água do reator 
deve ser corrigida para a nova condição de entrada. 
 
Figura 21 – Condição de saída da água para a nova torre 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Novamente utilizando a equação (1), temos a nova temperatura de saída da água. 
 
94.608,00 
𝐾𝑗
ℎ
= 1.800,00
𝐾𝑔
ℎ
 𝑥 4,178
𝐾𝐽
𝐾𝑔.𝐾
 𝑥 (𝑇𝑠 − 25)𝐾 → 𝑇𝑠 = 37,57 °𝐶 
 
33 
 
3.3.3 Condições de partida de projeto 
 
O cálculo da carga térmica dissipada nos deu a temperatura de saída da água do reator, 
esta temperatura, desprezando a troca térmica com a tubulação, é a mesma na entrada da torre. 
A temperatura de saída desejada nesta nova torre é de 25 ºC, estipulada pelo projetista, e as 
condições do ar de entrada da torre foram retiradas da leitura na empresa com o higrômetro. 
A figura 23 traz a compilação de dados iniciais do projeto. 
 
Figura 22 - Dados iniciais para os cálculos da torre. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 As condições de saída do ar serão determinadas mais adiante no projeto. O próximo 
passo é determinar os balanços de massa e energia. 
 
3.3.3.1 Balanço de massa 
 
 Como não há consumo de massa nem reação dentro de uma torre de resfriamento, 
podemos partir de um balaço simplificado. 
 
E – S + G – C = 0 
E – S + 0 – 0 = 0 
E = S (5) 
34 
 
Figura 23 – Balanço de massa na torre. 
 
Fonte:AUTOR (2016). 
 
 Na figura 24, L refere-se a velocidade mássica do líquido, G a velocidade mássica do 
ar, H à entalpia, W refere-se a umidade absoluta, os índices 1 e 2 a entrada e saída, 
respectivamente, o índice i refere-se ao instante especifico tanto para entalpia como temperatura 
na interface da gotícula. A massa de ar G é constante tanto no balanço de massa como de 
energia, apenas sua parcela de umidade absoluta e entalpia sofrem mudanças, por esse 
raciocínio, será visto nos cálculos que não alteram sua massa simplesmente expresso por G. 
 Partindo da equação (5), o balanço global de massa é descrito na equação (6), onde pela 
conservação de matéria, a somatória das massas de entrada de água e ar é igual a somatória das 
massas na saída. 
 
E = S 
L1 + G1 = L2 + G2 
 
O balanço de massa para a água considera a parcela de umidade do ar para justificar a 
transferência de massa do líquido. 
 
G . W1 + L1 = L2 + G . W2 
G . (W1 – W2) = L2 – L1 (7) 
(6) 
35 
 
No volume de controle, o balanço de massa para a água considera a variação de massa 
da água, expressa por sua derivada, justificada pela variação de umidade absoluta do ar, que 
recebe esta massa. 
 
(L + dL) + G . W = L + G . (W + dW) 
L – L + dL = GW . GdW – GW 
dL = G . dW 
 
3.3.3.2 Balanço de energia 
 
 Em uma torre de resfriamento, o balanço de energia baseia-se na diferença de entalpia 
no contato do ar com a superfície da gota, onde o calor cedido pela gota é igual ao calor recebido 
pelo ar. O estudo da transferência de energia acontece principalmente no volume de controle, 
onde o conceito de filme de contato, ou área superficial da gotícula de água, transfere a energia 
entalpica, em modo calorífico para o ar. 
 
Figura 24 – Transferência de calor na gotícula de água com o ar. 
 
Fonte: MUSTAFA (2009). 
 
O balanço de energia global fica descrito na equação (9). Onde, similar ao balanço de 
massa que preza a conservação de matéria, a conservação de energia é justificada como a 
parcela de energia inicia do ar somada a parcela de energia inicial da água é igual a 
 
G1 . HG1 + L1. HL1 = L2 . HL2 + G2 . HG2 
 
 
 
 
(8) 
(9) 
36 
 
No volume de controle o balaço fica descrito como: 
 
G . HG + (L + dL) . (HL + dHL) = L . HL + G . (HG + dHG) 
 G . HG + L . HL + L . dHL + HL . dL + dL . dHL = L . HL + G . HG + G . dHG 
 
A equação (10) expressa que a somatória entre a energia inicial da massa de ar, a energia 
inicial da massa de água, a variação de energia desta água, e o termo infinitesimal de variação 
de energia por variação de massa, que ocorre em um volume de controle de altura infinitesimal, 
equivale a variação de energia da água somada a energia inicial do ar somada a variação de 
energia no processo. Termos infinitesimais como o proposto na equação (10), da derivada da 
massa do líquido pela derivada da entalpia dessa variação de massa, expressam produtos de 
grandezas desprezíveis para efeito de cálculo, termo infinitesimais serão considerados nulos em 
todos os balanços 
Simplificando os termos e considerando que a multiplicação de dois termos 
infinitesimais é nula, tem-se: 
 
L . dHL + HL . dL = G . dHG 
 
Apoiada pelo princípio da conservação de energia, a equação (11) expõe de maneira 
simples essa relação, onde a variação de energia da água inicial somada a energia utilizada na 
mudança de fase, que nesse processo terá valor negativo, equivale ao produto da massa de ar 
pela variação de energia recebida. 
 A parte que expressa o líquido, antes da igualdade da equação (11) pode ser simplificada 
pelo cálculo diferencial da derivada de um produto. 
 
L . dHL + HL . dL = d . (L . HL) 
d(L . HL) = G . dHG 
 
 
 
 
 
(10) 
(11) 
(12) 
37 
 
Considerando que a quantidade de massa transferida entre as fases é desprezível se 
comparada a vazão de água que circula na torre, usa-se uma média de L para o balanço no 
volume de controle. 
 
L + dL ≅ L 
Lméd = 
𝐿1+𝑙2
2
 
 
 Outra consideração a ser feita é que a entalpia da água em cada instante no volume de 
controle é determinada pelo produto do calor específico da água líquida pela derivada do tempo. 
 
HL = CL . dTL 
 
Substituindo as equações (13) e (14) na (12): 
 
Lméd . CL . dTL = G . dHG 
 
 Neste ponto, integrando a equação (15), já é possível definir a temperatura de saída da 
água na torre. 
 
∫ Lméd
TL1
TL2
 . CL . dTL = ∫ 𝐺 . 𝑑𝐻𝐺
𝐻𝐺2
𝐻𝐺1
 
 
Como o calor específico, a massa de ar e a massa de líquido média são constantes, 
integrando a equação (16) temos: 
 
Lméd . CL . (TL1 – TL2) = G . (HG2 – HG1) 
Lméd . CL = (HG2 – HG1) 
 G (TL1 – TL2) 
 
A equação (17) é conhecida como reta de operação do ar formada pelos pares de pontos 
HG2, TL2, HG1 e TL1, com a inclinação dada por Lméd. CL / G. A figura 26 mostra a reta de 
operação. Nesta figura, o autor considera o produto de Lméd. CL como o valor de L. 
 
 
 
(13) 
(14) 
(15) 
(16) 
(17) 
38 
 
Figura 25 – Reta de operação de uma torre de resfriamento, processo de equilíbrio térmico. 
 
Fonte: PERRY (2007). 
 
A linha de operação água é mostrado pela linha AB e é fixada pela entrada e 
temperaturas torre de água de saída. A reta de operação ar começa em C, verticalmente abaixo 
do B e em um ponto que tem uma entalpia correspondente ao da temperatura de bulbo úmido 
de entrada. A linha BC representa a força de condução inicial h '- h. (PERRY, 2007) 
Na água de arrefecimento, a cada 1 °C, a entalpia por Kg de ar é aumentada 1 KJ 
multiplicado pela relação de Kg de água por Kg de ar. A proporção líquido-gás G / L é o angulo 
da linha de operação. O ar que sai da torre é representado pelo ponto D. O range da torre é o 
comprimento projetado da linha CD na escala de temperatura. O approach da torre é mostrado 
no diagrama como a diferença entre a temperatura da água fria deixando a torre e a temperatura 
de bulbo úmido ambiente. 
As coordenadas se referem diretamente à temperatura e entalpia da água em qualquer 
ponto da linha de operação, e a entalpia do ar sobre a linha de operação ar. A temperatura de 
bulbo úmido correspondente de qualquer ponto do CD é encontrado projetando o ponto 
horizontalmente para a curva de saturação, em seguida, na vertical para a temperatura 
coordenada. A equação de Merkel é representada pela área ABCD no diagrama. Este valor é 
conhecido como característica da torre, variando com a relação L / L. (PERRY, 2007) 
Para a equação de Merkel, é necessário desenvolver o balanço de energia para a água, 
para o ar, e para o sistema ar-água, chegando então a equação de projeto. 
39 
 
3.3.3.3 Balanço de energia para a água 
 
 Pela equação (11), pode-se deduzir que a taxa de saída de energia deve ser igual a 
entrada mais o calor transferido pelo líquido. 
 
L . dHL + HL . dL = G . dHG 
 
 De acordo com Merkel, a taxa de entrada é dada por: 
 
(L + dL) . (HL + dHL) + (-G . dW) . HL 
(L + dL) . CL . (TL + dTL – T0) + (-G . dW) . CL . (Ti – T0) 
 
Na equação (18) foram feitas as considerações (13) e (14), e aberto o delta de 
temperatura do calor latente. 
Para a saída a aplicação dessas considerações também são feitas. 
 
HL + dL 
L . CL . dTL 
L . CL . (TL – T0) 
 
 Agora, no volume de controle com altura dZ, é adicionado o termo de área específica 
de troca térmica ac, e o coeficiente de troca da interface do líquido Hi. 
 
Hi . ac . (TL – Ti) . dZ 
 
 A junção das três partes gera a equação (21). 
 
L.CL.(TL – T0) = (L + dL).CL.(TL + dTL –T0)+(-G.dW).CL.(Ti – T0)+Hi.ac.(Ti – TL).dZ(11) 
(18) 
(19) 
(20) 
(21) 
40 
 
 Substituindo a equação (8), considerando (13) e (14), considerando as multiplicações de 
termos infinitesimais como nulas, o rearranjo algébrico gera: 
 
L.CL.(TL – T0) = (L + dL) .CL.(TL + dTL –T0) + (-G.dW) . CL . (Ti – T0) + Hi . ac . (Ti – TL) . dZ 
 
L.CL.TL - L.CL.T0 = [(CL.L + CL.dL).(TL + dTL - T0)] + [-G.dW.CL.Ti + G.dW.CL.T0] + Hi.Ae.(Ti-TL).Dz 
 
L.CL.TL - L.CL.TO = CL.L.TL + CL.L.dTL - CL.L.T0 + CL.DL.TL + CL.DL.dTL - CL.dL.T0) + 
(-G.dW).CL.(Ti – T0)+Hi.ac.(Ti – TL).dZ 
 
[CL.L.dTL] + [CL.dL.TL] – [CL.dL.T0] – [G.dW.CL.Ti] + [G.dW.CL.T0] + [Hi.ae.(Ti – TL).dZ] = 0 
 
[CL.L.dTL]+[CL.G.dW.TL]–[CL.G.dW.T0]–[G.dW.CL.Ti]+[G.dW.CL.T0]+[Hi.ae.(Ti–TL).dZ]= 0 
 
CL . L . dTL = (Ti–TL) . (-Hi . ae . dZ) 
 
3.3.3.4 Balanço de energia para o ar 
 
 O balanço global de energia do ar pode ser descrito da seguinte forma: 
 
G . HG 
 
Onde a saída considera a entalpia recebida pela mudança de fase da água, temos então: 
 
G . (HG + dHG) – (G . dW) . HVAP 
 
 HVAP representa a entalpia de vaporização da água. A entalpia do ar considera o calor 
específico do ar CG, e pode ser expressa da seguinte forma: 
 
HG = CG . (TG – T0) + W . Hf G0 
 
O índice f representa a entalpia recebida pelo ar em forma de calor pela mudança de fase 
do líquido. A forma diferencial da equação (25) é descrita a seguir. 
 
dHG = d . [CG . (TG – T0) + W . Hf G0] 
 
(22) 
(23) 
(24) 
(25) 
(26) 
41 
 
 No volume de controle não há uma variação significativa de umidade ou temperatura, 
neste caso, as seguintes considerações são feitas. 
 
dW = 0 
dT0 = 0 
 
Dessa forma, o balanço de energia para o ar no volume de controle fica conforme a 
equação (28) 
 
dHG = d . [CG . (TG – T0) + W . Hf G0] 
dHG = d .(CG . TG – CG . T0 + dW . HF G0) 
dHG = d . CG . TG – d . CG . T0 + dW . HF G0 
dHG = CG . dTG 
 
 A soma das duas parcelas assume: 
 
dHG = CG . dTG + CG . dT0 + Hf G0 . dW 
dHG = CG . dTG + Hf G0 . dW 
 
 Pelo balanço de energia para o ar, tem-se que a quantidade de energia recebida pelo ar 
é igual à que é para ele transferida. 
 O calor transferido de em um elemento de altura dZ com área especifica de troca de 
calor ae e o coeficiente de troca térmica do líquido para a interface hcq pode ser expresso por: 
(BRESSIANI, 2014) 
 
hcq . ae . (TG – Ti) . dZ 
 
 A junção deste conceito com o balanço de energia desenvolvido (28), tem-se a equação 
(31), que define a transferência de calor da interface para o ar. 
 
G . dTG = hcq. ae . (TG – Ti) . dZ 
 
 
 
(27) 
(28) 
(29) 
(30) 
(31) 
42 
 
3.3.3.5 Balanço de energia para o sistema ar-água 
 
 Nesse ponto o balanço considera as duas correntes simultâneas em um sistema 
adiabático com correntes cruzadas. 
 
G . HG + (L . dL) . CL . (TL + dTL – T0) = L . CL . (TL – T0) + G . (HG + dHG) 
 
 Considerando (26) e (28) como um balanço global para o ar, e a condição de (19) 
verdadeira, o rearranjo da equação (32) fica da seguinte forma: 
 
G.HG+(L+G.dW).CL.(TL+dTL–T0) = L.CL.(TL–T0)+G.(HG+dW.[CG.(TG-T0)+Hf G0]+CG.dTG 
 
 Expandindo os termos entre parênteses, desconsiderando multiplicações infinitesimais, 
evidenciando termos a partir da álgebra, chega-se a equação (34). 
 
G.HG+(L+G.dW).CL.(TL+dTL–T0) = L.CL.(TL–T0)+G.(HG+dW.[CG.(TG-T0)+Hf G0]+CG.dTG 
 
G.HG + CL.L.TL + CL.L.dTL –CL.L.T0 + CL.G.dW.TL + CL.G.dW.dTL – CL.G.dW.T0 = 
L.CL.TL – L.CL.T0 + G.HG + G.dW.CG.TG – G.dW.CG.T0 + G.dW.HfG0 + G.CG.dTG 
 
CL.L.dTL+CL.G.dW.TL - CL.G.dW.T0 = G.dW.CG.TG – G.dW.CG.T0 + G.dW.HfG0 + G.CG.dTG 
 
CL.L.dTL = G.dW.CG.TG - G.dW.CG.T0 + G.dW.HfG0 + G.CG.dTG -CL.G.dW.TL + CL.G.dW.T0 
 
CL.L.dTL = G.(dW.CG.TG - dW.CG.T0 + dW.HfG0 + CG.dTG -CL.dW.TL + CL.dW.T0) 
 
CL.L.dTL = G.[ CG.dTG + dW.(CG.TG - CG.T0 + HfG0 - CL.TL + CL.T0)] 
 
CL.L.dTL = G.{ CG.dTG + dW.[CG.TG - CG.T0 + HfG0 - CL.(TL - T0)]} 
 
CL.L.dTL = G.{ CG.dTG + dW.[- CL.(TL - T0) + CG.(TG - T0) + HfG0]} 
 
 
 
(32) 
(33) 
(34) 
43 
 
3.3.4 Equação de projeto 
 
 A teoria mais geralmente aceita para o processo de transferência de calor em uma torre 
de resfriamento foi desenvolvida por Merkel. Esta análise baseia-se na diferença de potencial 
da entalpia como a força motriz. Cada partícula de água é assumida como cercada por uma 
película de ar, e a diferença de entalpia entre o filme e ar circundante oferece a força motriz 
para o processo de resfriamento. (PERRY, 2007) 
 Para se chegar a esta equação, utiliza-se o método gráfico a partir da equação (34). 
 
G . dW = M . KaV . (W1 – W) . dZ 
 
 Para o sistema ar-água, utiliza-se a relação de Lewis [RLe]. O número de Lewis denota 
a razão entre a difusividade térmica e mássica, com magnitude expressando a taxa de 
propagação de energia e massa dentro de um sistema. (COSTA; SIMIONI, 2013). É definido 
pela razão entre os números de Schimdt e Prandtl, ou, de forma mais simples, pela razão entre 
as difusividades térmica e de massa. (PIMENTA, 2013) 
 
ℎ𝑐
ℎ𝑚 . 𝐶𝑝 . 𝜌
= [
𝑆𝑐
𝑃𝑟
]
1−𝑐
= [
∝
𝐷
]
1−𝑐
= 𝐿𝑒1−𝐶 
 
O valor do número de Lewis para o ar úmido vale aproximadamente 0,865, e aumenta 
ligeiramente com a temperatura, de forma que: 
 
RLe = 
hc
hm .Cp .ρ
 = (0,86)2/3= 0,90 ≅ 1,00 
 
O valor unitário para a relação de Lewis [RLe] implica, entre outras coisas, que o 
coeficiente de transferência de massa pode ser diretamente determinado a partir do 
conhecimento do coeficiente de transferência de calor [Cp]. (PIMENTA, 2013) 
A Relação de Lewis é verdadeira para a mistura de ar e vapor de água a baixos fluxos 
mássicos e é a relação fundamental para o processo de saturação adiabática do ar úmido. É um 
valor que pouco varia com a temperatura e também pode ser representado por: (COSTA; 
SIMIONI, 2013) 
 
(35) 
44 
 
RLe = 
ℎ𝑒
ℎ𝑐
 → CG = 
ℎ𝐶𝐺
𝐾𝑎
 
 
 
 Onde CG é o coeficiente de transferência de calor do gás, hcg é o coeficiente de 
transferência de calor evaporativo e Ka é o coeficiente de transferência de massa por área de 
contato. 
Com a validade das equações (13) e (28), tem-se: 
 
G . CG . dTG = A . CG . Ky . M . (Ti – TG) . dZ 
 
Combinando a (35) tem-se: 
 
G . dW . HfG0 = Ky . M . A . dZ . (Wi . HfG0 – W . HfG0) 
 
Igualando as equações (37) e (38), e substituindo (36) chega-se a equação final. 
 
G . dHG = Ky. A . (Hi – HG) . dZ 
 
 Separando as variáveis, assumindo Ky.A como constante e integrando, temos a 
equação de Merkel. 
 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = ∫
𝑑𝐻𝐺
(𝐻𝑖 − 𝐻𝐺)
𝐻𝐺2
𝐻𝐺1
𝑍
0
 
 
(37) 
(38) 
(39) 
(40) 
45 
 
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO 
 
 
4.1 CALCULO NUMÉRICO PARA O DIMENSIONAMENTO 
 
 Para a sequência do dimensionamento, é necessário a determinação de dois pontos da 
equação de Merkel, sendo o primeiro a variável Hi – Hg, e a determinação do coeficiente de 
transferência de massa por volume ativo Ky.A. 
 
4.1.1 Método gráfico para Hi em função de HG 
 
 Como conhecidas as temperaturas de entrada e de saída, estipula-se um relação linear 
entre HG e Hi a cada unidade de temperatura dentro da torre. Este método tem por objetivo 
tornar Hi = f (HG). 
 Para a entalpia instantânea do ar HGZ, utiliza-se a equação a seguir: 
 
HGZ = 
𝐿
𝐺
 . CpL . TL + HG1 - 
𝐿
𝐺
 .CpL1 . TL1 
 
 Para a entalpia instantânea na película, utiliza-se a equação (42). 
 
Hi = 0,0000145 . Ti4 – 0,0010987 . Ti³ + 0,0436779 . Ti² - 0,0143450 . Ti + 3,213037 
 
 UtilizandoTL como temperatura no instante especifico, com a equação (41) tem-se a 
coluna HG,Z e com a substituição de Ti a cada unidade de temperatura na equação (42), tem-
se a coluna Hi na tabela 3. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
(41) 
(42) 
46 
 
Tabela 3 – Linearização de HGZ X Hi 
TL Cp H2O HG,Z Hi 
25 4,178 66,00337514 18,6499745 
26 4,1776 66,20920248 19,6817282 
27 4,1772 66,41499031 20,7470935 
28 4,1768 66,62073863 21,8487002 
29 4,1764 66,82644744 22,9895261 
30 4,176 67,03211675 24,172897 
31 4,17603 67,23840487 25,4024867 
32 4,17573 67,44417443 26,682317 
33 4,17543 67,64991435 28,0167577 
34 4,17513 67,85562465 29,4105266 
35 4,175 68,06159916 30,8686895 
36 4,175 68,26779197 32,3966602 
37 4,175 68,47398478 34,0002005 
37,57 4,175 68,68017759 35,6854202 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Com a linearização de HG,Z X Hi obtém-se a curva no gráfico 1. A linha de tendência 
traz Hi em função de HG. 
 
Gráfico 1 – Curva HG X Hi. 
 
Fonte: AUTOR (2016). 
y = 6,2878x - 396,95
R² = 0,9951
15
20
25
30
35
40
66 67 68
H
i
Hg
47 
 
A equação (41) nos dá a entalpia do ar de saída da torre, dado este necessário para a 
determinação das condições de saída do ar da torre. Os dados da carta estão no anexo B. a 
tabela 4 traz as características do ar de saída do projeto. 
 
Tabela 4– Características do ar de saída da torre. 
Tbs [ºC] Tbu [ºC] H [KJ/Kg] UR [%] W [Kg/Kg ar seco] V [m³/Kg] 
31 23,4 69,24 57 0,0154 0,880 
Fonte: AUTOR (2016). 
 
 Desenvolvendo a equação (40) com os valores da tabela 5, tem-se: 
 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = ∫
𝑑𝐻𝐺
(𝐻𝑖 − 𝐻𝐺)
𝐻𝐺2
𝐻𝐺1
𝑍
0
 
 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = ∫
𝑑𝐻𝐺
6,2879 . 𝐻𝐺 − 396,98
68,6
66
𝑍
0
 
 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = 
1
𝑎
 . ln(𝑎. 𝑥 + 𝑏)66
68,6
𝑍
0
 
 
𝐾𝑦.𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 =
1
6,2879
 . ln(6,2879 . 66 − 396,98)
𝑍
0
− 
1
6,2879
 . ln(6,2879 . 68,6 − 396,98) 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = −0,102676952
𝑍
0
 
 
4.1.2 Determinação do coeficiente de transferência de massa por volume Ky.A 
 
 Merkel descreveu a equação característica de uma torre de resfriamento como: 
 
𝐾𝑦.𝐴
𝑀𝑤1
= 
𝑇1−𝑇2
4
 . [
1
∆𝐻1
+ 
1
∆𝐻2
+ 
1
∆𝐻3
+ 
1
∆𝐻4
] 
 
Onde: 
 
K = coeficiente de transferência de massa (Kg/h.m²) 
y = volume ativo (m³) 
A = área constante (m²) 
(43) 
(44) 
48 
 
Mw1 = Massa da água (Kg/h)8 
T1 = temperatura da água quente (ºC) 
T2 = temperatura da água fria (ºC) 
∆H1 = valor de HL – HG a T2 + 0,1 . (T1 – T2) 
∆H2 = valor de HL – HG a T2 + 0,4 . (T1 – T2) 
∆H3 = valor de HL – HG a T1 – 0,4 . (T1 – T2) 
∆H4 = valor de HL – HG a T1 – 0,1 . (T1 – T2) 
 
Calculo para ∆H1: 
 
= T2 + 0,1 . (T1 – T2) 
= 25 + 0,1 . (37,57 – 25) 
= 26,257 ºC 
 
HL a 26,257 ºC = 110,14 KJ/Kg 
HG a 26,257 ºC = 81,500 KJ/Kg 
 
∆H1 = HL – HG 
∆H1 = 110,14 – 81,5 
∆H1 = 28,64 KJ/Kg 
 
 
Calculo para ∆H2 
 
= T2 + 0,4 . (T1 – T2) 
= 25 + 0,4 . (37,57 – 25) 
= 30,028 ºC 
 
HL a 30,028 ºC = 125,79 KJ/Kg 
HG a 30,028ºC = 100,00 KJ/Kg 
 
∆H2 = HL – HG 
∆H2 = 125,79 - 100 
∆H2 = 25,79 KJ/Kg 
49 
 
 
Cálculo para ∆H3: 
 
= T1 - 0,4 . (T1 – T2) 
= 37,57 - 0,4 . (37,57 – 25) 
= 32,542 ºC 
 
HL a 32,542 ºC = 136,408 KJ/Kg 
HG a 32,542 ºC = 114,500 KJ/Kg 
 
∆H3 = HL – HG 
∆H3 = 136,408 – 114,5 
∆H3 = 21,908 KJ/Kg 
 
Calculo para ∆H4: 
 
= T1 - 0,1 . (T1 – T2) 
= 37,57 - 0,1 . (37,57 – 25) 
= 36,313 ºC 
 
HL a 36,313 ºC = 152,165 KJ/Kg 
HG a 36,313 ºC = 121,000 KJ/Kg 
∆H4 = HL – HG 
∆H4 = 152,165 - 121 
∆H4 = 31,165 KJ/Kg 
 
 Substituindo os valores de delta, as temperaturas e a massa da água na equação (44): 
 
𝐾𝑦.𝐴
1.800,00 𝐾𝑔/ℎ
= 
37,57 −25
4
 . [
1
28,64
+ 
1
25,79
+ 
1
21,908
+ 
1
31,165
] 
 
Ky.A = 856,527 
 
 
50 
 
 
4.1.3 Determinação da altura necessária para a torre 
 
 Com todos os valores das incógnitas da equação (40) encontrados, a integração do 
último termo dá a altura necessária. 
 
𝐾𝑦. 𝐴
𝐺
 . ∫ 𝑑𝑍 = ∫
𝑑𝐻𝐺
(𝐻𝑖 − 𝐻𝐺)
𝐻𝐺2
𝐻𝐺1
𝑍
0
 
 
 ∫ 𝑑𝑍 = −
𝐺
𝐾𝑦. 𝐴
 . ∫
𝑑𝐻𝐺
(𝐻𝑖 − 𝐻𝐺)
𝐻𝐺2
𝐻𝐺1
𝑍
0
 
 
∫ 𝑑𝑍 = −
36.571,43
 856,527
 . 
𝑍
0
− 0,102676952 
Z – 0 = 4,37 m 
 
O método de Merkel é valido para altura de uma torre sem recheio, neste caso, a altura 
necessária seria de 4,37 metros. Atualmente o elemento recheio teve uma grande aceitação no 
mercado, este tem a vantagem de aumentar o tempo de residência da gotícula no sistema, 
reduzindo assim a altura geométrica total da torre, onde de acordo com o fabricante, neste caso 
Korper®, em 50% da altura total, além do fato do dispositivo contar com um eliminador de 
gotas, que impede que massa de água seja arrastada para fora do sistema pela força do ar, este 
fato diminui o consumo de água da torre, e também torna um ambiente mais asséptico ao redor 
da mesma. 
 
4.1.4 Determinação do Approach [CTA] 
 
 Approach é a diferença entre a temperatura de saída da água e a temperatura de bulbo 
úmido do ar. Expressa a aproximação da temperatura obtida pela mínima temperatura obtida. 
 
CTA = T2 – Tbu 
CTA = 25 – 22,4 
CTA = 2,6 ºC 
 
(45) 
51 
 
 De acordo com PERRY (2007), este valor de Approach valida a escolha do tipo do 
trocador de calor, onde atualmente, torres de resfriamento são indicadas para approaches de 
até 2,8 ºC. 
 
4.1.5 Determinação do range [CTR] 
 
 O range de uma torre indica, em unidade de temperatura, a quantidade de graus baixados 
pela torre. 
 
CTR = T1 – T2 
CTR = 37,57 – 25 
CTR = 12,57 ºC 
 
 A proposta apresenta o mesmo valor de range que a torre atual, o dimensionamento foi 
elaborado otimizando tempo, custo de operação e custo de projeto, caso necessário aumentar o 
range do novo equipamento, proporcionalmente o custo do equipamento aumentará. Uma 
apuração referente a investimento é abordada no tópico conclusão. 
 
 
4.1.6 Calor cedido pela água [HL] 
 
 A carga térmica liberada pelo glifosato através das paredes do reator para a água da 
camisa é de 94.608,00 KJ/h, entretanto a água não recebe toda essa carga térmica devido ao 
tempo de circulação. 
 
HL = mL . CpL . (T1 – T2) 
HL = 1.800,00 
𝐾𝑔
ℎ
 . 4,178 
𝐾𝐽
𝐾𝑔.𝐾
 . (37,57 – 25) K 
HL = 94.531,428 KJ/h 
 
 Em nenhum momento, o calor cedido pela água poderia ser maior que a carga térmica 
a ser dissipada pela torre, isso pelo princípio de conservação de energia do sistema. Esta 
equação evidencia a coerência do projeto, e mostra que houve uma redução no tempo de 
arrefecimento, em relação a torre atual. Vejamos as condições atuais a seguir. 
(46) 
(47) 
52 
 
q = 1.800,00 Kg/h . 4,1756 KJ/Kg.K . ( 44,57 – 32 ) K 
q = 94.477,1256 KJ/h 
 
 Sendo a carga térmica a ser dissipada de 94.608,00 KJ/h, o sistema atual tem um 
déficit de 130,8744 KJ/h, enquanto a proposta apresenta um déficit de 76,572 KJ/h, isso 
significa uma melhora de 54,3024 KJ/h. como o processo atual leva 2,5 h, esse diferença 
resulta em uma diminuição de 55,7 minutos no processo. 
 
4.1.7 Volume de ar requerido [v] 
 
v = 
𝐻𝐿−𝑉𝑎𝑟1
(𝐻𝑎𝑟2−𝐻𝑎𝑟1)−(𝑊2−𝑊1).𝐶𝑝𝐿 .∆𝑇
 
 
v = 
94.608,00
𝐾𝐽
𝐾𝑔 
 . 0,875
𝑚³
𝐾𝑔 𝑎𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜
(68,6−66)
𝐾𝐽
𝐾𝑔
−(0,0150−0,0142)
𝐾𝑔
𝐾𝑔 𝑎𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜
.4,18
𝐾𝑗
𝐾𝑔 .𝐾.(37,57−25).𝐾
 
 
V = 32.362,43 m³/h 
 
 O volume de ar fornecido é de 32.000,00 m³/h, conforme anexo C. Essa diferença não 
afetará sensivelmente o desempenho da torre, pelo fato do cálculo ser baseado em uma torre 
sem recheio. 
 
4.1.8 Calor recebido pelo ar [HG] 
 
HG = v . [(Har2 – Har1) – (W2 – W1) . CpL . T2] 
Var1 
 
HG = 
32.000,00 
𝑚³
ℎ
 .[(68,6 – 66)
𝐾𝐽
𝐾𝑔
 – (0,0150– 0,0142)
𝐾𝑔
𝐾𝑔 𝑎𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜
 .4,18 
𝐾𝐽
𝐾𝑔.𝐾
.(25 + 273,15) 𝐾
0,875 
𝑚³
𝐾𝑔 𝑎𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜
 
HG = 58.623,50 KJ/h 
 
 A parcela de calor recebida pelo ar não é o mesmo valor que o calor cedido pela água 
pelo fato de que a água utiliza uma parte desta energia para mudança de fase, ou seja, calor 
(48) 
(49) 
53 
 
latente. Podemos dizer então, que apenas um pouco menos de 2/3 da energia do sistema foi 
transferida para o ar. 
 
4.1.9 Massa de água transferida para o ar [Mmak] 
 
 O Ar recebe uma parcela de massa de água expressa como umidade absoluta, ou seja, 
o ar sai mais úmido do sistema que quando entrou. Necessariamente, esta parcela deixa o 
sistema e conta como perda. 
 
Mmak = v . (W2 – W1) 
 Var2 
 
Mmak = 
36.571,43
𝐾𝑔
ℎ
 .(0,0150 – 0,0142)
𝐾𝑔
𝐾𝑔 𝑎𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜
0,878
𝑚³
𝐾𝑔
 
 
Mmak = 33,32 Kg/h 
 
4.1.10 Eficiência da torre de resfriamento [ƞ] 
 
 O equipamento atual instalado na empresa tem eficiência de 56,7%, de acordo com a 
equação a seguir. O novo equipamento apresentará uma melhora na eficiência de 26,16%. 
 
 
Ƞ = (T1 – T2) . 100 
 (T1 – Tbu) 
 
Ƞ = (37,57 – 25) . 100 
 (37,57 – 22,4) 
 
Ƞ = 82,86 % 
 
 Aqui temos o diferencial buscado no projeto, essa parcela de eficiência positiva 
adquirida resultará um uma diminuição de tempo de processo. Essa eficiência é calculada sem 
a influência do elemento recheio na torre, sem considerarmos resultados práticos, apenas 
embasados em literatura, aqui já apresenta-se uma melhora significativa 
 
(50) 
(51) 
54 
 
4.1.11 Perda por arraste [DL] 
 
O fenômeno de arraste de massa de água pelo fluxo de ar, expressos por [DL], do inglês 
“drift losses”, mensura através de considerações experimentais, que a quantidade em Kg/h 
perdida de água através deste fenômeno é o produto da massa de água total do sistema pela 
fração de 1 à 2%, no máximo, desta massa. (INTERNATIONAL JOURNAL OF ADVANCED 
RESEARCH ENGINEERING AND STUDIES, 2012) 
 
DLmáx = 0,20 . ML1 
 100 
 
DLmáx = 0,20 . 1.800,00 Kg/h 
100 
 
DLmáx = 3,6 Kg/h 
 
 
4.1.12 Perda pela resistência do ar [ wL] 
 
 O fluxo cruzado entre o ar e a água, dentro da torre, cria uma resistência a passagem 
entre os dois fluxos. Essa resistência acaba transportando massa do fluxo menor para o fluxo 
maior, que neste caso é o fluxo de ar, com maior velocidade e maior massa no sistema. 
A perda pela resistência do ar geralmente representa 0,5 % da água de circulação. 
 
wL = 0,005 . ML1 
wL = 0,005 . 1.800,00 
wL = 9,00 Kg/h 
 
4.1.13 Perda por evaporação [ EL] 
 
 Conforme Ronak Shah, Trupti Rathod (INTERNATIONAL JOURNAL OF 
ADVANCED RESEARCH ENGINEERING AND STUDIES, 2012), a perda por evaporação 
representa 0,085 % da água de circulação. 
 
EL = 0,00085 . ML1 . (T1 – T2) 
EL = 0,00085 . 1.800,00 . (37,57 – 25) 
EL = 19,23 Kg/h 
(52) 
(53) 
(54) 
55 
 
4.1.14 Perdas pela purga [BL] 
 
Toda torre de resfriamento necessita de um ciclo de purga, pelo fato da evaporação de 
uma parcela da massa total de água do sistema, essa evaporação concentra os sais da água no 
sistema, aumentando assim a dureza dessa água, esta dureza, quando acima de 300 ppm, traz 
danos aos elementos metálicos do sistema, desde a bomba, a tubulação e o metal do reator. Mais 
considerações sobre a purga estão descritas no tópico 4.2. 
Para o cálculo da quantidade de água perdida pela purga, é necessário determinar o 
número de ciclos necessários de purga. 
 
 Cycles = 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
 
 
Onde: 
Xc = Concentração de sólidos na água de circulação 
Xm = Concentração de sólidos na água de reposição 
 
Pelo balanço de massa de água de reposição, temos m como: 
 
m = wL + EL + DL + MMARK 
m = 9 + 19,23 + 3,6 + 33,32 
m = 65,15 Kg/h 
 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
 pode ser expresso por: 
 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
= 
𝑚
𝑚 − 𝐸𝐿
 
 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
= 
65,15
65,15 − 19,23
 
 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
= 1,4187 → 
𝑋𝑐
𝑋𝑚
= 𝐶𝑦𝑐𝑙𝑒𝑠 → ciclos = 1,4187 
 
 
(55) 
(56) 
(57) 
56 
 
A perda por purga fica então: 
 
BL = 
𝐸𝐿
 𝐶𝑦𝑐𝑙𝑒𝑠−1
 
 
BL = 
19,23
1,4187−1
 → BL = 45,92 Kg/h 
 
Esta é a massa de água intencionalmente desperdiçada para evitar a concentração de 
impurezas durante a evaporação. 
 
 
4.1.15 Perda total de água do sistema [ wT ] 
 
 A somatória de todas as perdas do sistema resulta na equação (59). 
 
wT = Mmark + DL + wL + EL + BL 
wT = 33,32 + 3,6 + 9,00 + 19,23 + 45,92 
wT = 111,07 Kg/h 
 
 A cada hora de operação da nova torre, será perdido, e consequentemente reposto, 
111,07 Kg de água, 
 
4.2 IMPLANTAÇÃO DO TRATAMENTO DA ÁGUA DA TORRE 
 
 É fato a necessidade do tratamento da água do sistema de arrefecimento, tanto para a 
proposta do novo equipamento quanto para a torre atual. O grande problema que a empresa 
enfrenta hoje, pela falta de tratamento, é a oxidação do reator de CCA, de aço carbono. 
Preocupados com o nível de oxidação do reator, a empresa mandou uma amostra de água para 
análise no laboratório da empresa Metaquímica®, em Jaraguá do sul. As condições da amostra 
enviada são as seguintes, foi realizado uma purga no equipamento, onde toda a água do 
reservatório foi descartada e reabastecida, onde sofreu um ciclo de trabalho de 
aproximadamente 24 horas e então foi coletada para análise. Como ainda havia água na 
tubulação e nas camisas do reator, quando a nova água entrou no sistema, trouxe novamente 
(58) 
(59) 
57 
 
essa concentração para o reservatório, como a empresa focou apenas na concentração de óxido 
de ferro na água, os resultados de dureza da água expressos no laudo técnico da Metaquímica® 
não trazem a concentração real de trabalho. O laudo está no anexo D, a tabela 5 é uma fração 
do laudo da Metaquímica®, para análise dos resultados. 
 
Tabela 5 – Tabela retirada do laudo da Metaquímica®. 
 
Fonte: METAQUÍMICA (2016). 
 
 Na tabela 5 vemos os teores de alcalinidade e sílica elevados, devido a evaporação. Este 
fato também deveria elevar a dureza total no resultado da análise, sedo que 50 mg/L é a 
quantidade aceitável na estação de tratamento de água que abastece a cidade, então por este 
resultado temos que a dureza da água não foi afetada pela evaporação. Como é sabido, ocorreu 
uma purga antes da coleta da amostra, invalidando o resultado de dureza obtido, já que o 
processo de concentração salina na água do reservatório começa a ser expressivo após um 
período de tempo de 4 a 5 dias de operação. Para a empresa, a análise de dureza pode ser feita 
no próprio laboratório, a descrição da metodologia do ensaio está no tópico 4.2.1. 
 Ainda assim, mesmo após a purga, os níveis de ferro na água estão elevados, assim 
como os sólidos dissolvidos e sólidos suspensos. O ferro, proveniente da oxidação do metal do 
reator de CCA, e os sólidos, pelo fato do reservatório sem aberto, recebendo todo tipo de 
impureza do ambiente. 
 O fato é que, tanto os sólidos dispersos quanto a concentração de óxido de ferro, como 
o aumento da dureza, todas estas estruturas cristalinas recirculam também no reator de