IntegraçãoV Equipe i

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARANÁ 
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA QUÍMICA 
 
 
 
 
EQUIPE I 
ANDRESSA MARIA JACKIW 
BEATRIZ RODRIGUES SILVA 
LEILA HACK 
PAOLA KNESOWITSCH 
VALERIA CRISTINA SEZANOSKY P. 
 
 
 
 
 
 
INTEGRAÇÃO V: DIMENSIONAMENTO DE TORRES DE DESTILAÇÃO 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
CURITIBA 
2016 
 
 
ANDRESSA MARIA JACKIW 
BEATRIZ RODRIGUES SILVA 
LEILA HACK 
PAOLA KNESOWITSCH 
VALERIA CRISTINA SEZANOSKY P. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
INTEGRAÇÃO V: DIMENSIONAMENTO DE TORRES DE DESTILAÇÃO 
 
 
Trabalho apresentada como requisito parcial à 
obtenção de nota na disciplina de Integração V, 
Setor de Tecnologia da Universidade Federal do 
Paraná. 
 
Orientadores: Profª. Drª. Agnes Scheer e Prof. 
Dr. Alexandre Santos. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
CURITIBA 
2016 
 
 
LISTA DE FIGURAS 
 
 
FIGURA 1 – INTERNO DE UMA COLUNA DE PRATOS ______________________________ 2 
FIGURA 2 - TIPOS DE PRATOS _________________________________________________ 3 
FIGURA 3 - PRINCIPAIS TIPOS DE RECHEIOS RANDÔMICOS _______________________ 4 
FIGURA 4 - PRINCIPAIS RECHEIOS ESTRUTURADOS _____________________________ 5 
FIGURA 5 - DESTILADORAS DO PROCESSO _____________________________________ 6 
FIGURA 6 - RETAS "Q" PARA CADA TIPO DE ALIMENTAÇÃO ________________________ 9 
FIGURA 7 - FLUXOGRAMA DA COLUNA SHORTCUR PARA DESTILADORA 1 _________ 11 
FIGURA 8 - GRÁFICO DA RAZÃO DE REFLUXO EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE ESTÁGIOS 
PARA DESTILADORA 1 ______________________________________________________ 12 
FIGURA 9 - FLUXOGRAMA DA COLUNA RADFRAC PARA DESTILADORA 01. _________ 14 
FIGURA 10 – PERFIL DE COMPOSIÇÃO NA FASE LÍQUIDA ________________________ 16 
FIGURA 11 – PERFIL DE COMPOSIÇÃO NA FASE VAPOR _________________________ 17 
FIGURA 12 - DADOS PARA SIMULAÇÃO DA DESTILADORA 1 VIA ASPENPLUS _______ 19 
FIGURA 13 - FLUXOGRAMA DA DESTILADORA 2 _________________________________ 22 
FIGURA 14 - GRÁFICO DA RAZÃO DE REFLUXO EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE ESTÁGIOS 
PARA DESTILADORA 2 ______________________________________________________ 24 
FIGURA 15 – COMPOSIÇÃO MOLAR DOS COMPONENTES EM FUNÇÃO DO NÚMERO DO 
ESTÁGIO NA FASE LÍQUIDA __________________________________________________ 27 
FIGURA 16 – COMPOSIÇÃO MOLAR DOS COMPONENTES EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE 
ESTÁGIOS NA FASE VAPOR __________________________________________________ 28 
FIGURA 17 – CORRELAÇÃO K1 DE INUNDAÇÃO _________________________________ 33 
FIGURA 18 – CORRELAÇÃO K2 DE GOTEJAMENTO ______________________________ 37 
FIGURA 19 – FRAÇÃO DE ARRASTE PARA PRATOS PERFURADOS _________________ 40 
FIGURA 20 - GRÁFICO DA CORRELAÇÃO PARA OBTENÇÃO DO VALOR DE C0 _______ 42 
FIGURA 21 – FLUXOGRAMA DE CONTROLE DO PROCESSO ______________________ 50 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
LISTA DE TABELAS 
 
 
 
TABELA 1 - COMPOSIÇÃO DE ALIMENTAÇÃO ____________________________________ 8 
TABELA 2 – RAZÃO DE REFLUXO E NÚMERO DE ESTÁGIOS PELO MÉTODO SHORTCUT 
PARA DESTILADORA 1 ______________________________________________________ 13 
TABELA 3 - RESULTADOS OBTIDOS PELO MÉTODO SHORTCUT PARA DESTILADORA 01.
 __________________________________________________________________________ 13 
TABELA 4 – RESULTADOS DO MÉTODO RIGOROSO PARA A DESTILADORA 1. _______ 15 
TABELA 5 - COMPARAÇÃO DAS TEMPERATURAS ENTRE OS MÉTODOS SHORTCUT E 
RIGOROSO ________________________________________________________________ 16 
TABELA 6 - DIMENSIONAMENTO DA DESTILADORA 1 PELO TRAYSIZING ___________ 19 
TABELA 7 – COMPOSIÇÕES E VAZÕES, POR COMPONENTE, DA CORRENTE DE 
ENTRADA DA DESTILADORA 2 ________________________________________________ 21 
TABELA 8 – RESULTADOS PARA RAZÃO DE REFLUXO E NÚMERO DE ESTÁGIOS PARA A 
DESTILADORA 2 PELO MÉTODO SHORTCUT ___________________________________ 24 
TABELA 9 - RESULTADOS ENCONTRADOS PARA A DESTILADORA 2 PELO MÉTODO 
SHORTCUT ________________________________________________________________ 25 
TABELA 10 - RESULTADOS OBTIDOS PARA A DESTILADORA 2 COM O MÉTODO 
RIGOROSO ________________________________________________________________ 26 
TABELA 11 – DIMENSIONAMENTO DA DESTILADORA 2 PELO TRAYSIZING __________ 29 
TABELA 12 - ÁREAS CALCULADAS DA DESTILADORA 2 __________________________ 31 
TABELA 13 – VELOCIDADES DE OPERAÇÃO DO VAPOR EM CADA ESTÁGIO DA 
DESTILADORA 2 ____________________________________________________________ 32 
TABELA 14 - VELOCIDADES DE INUNDAÇÃO (UV,F) DO VAPOR EM CADA ESTÁGIO DA 
DESTILADORA 2 ____________________________________________________________ 34 
TABELA 15 – FATORES DE INUNDAÇÃO PARA A DESTILADORA 2 __________________ 35 
TABELA 16 – VELOCIDADES MÍNIMAS DE GOTEJAMENTO ________________________ 38 
TABELA 17 - VALORES CALCULADOS PARA ENCONTRAR A PERDA DE CARGA TOTAL 
(HT) ______________________________________________________________________ 43 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
SUMÁRIO 
1 INTRODUÇÃO _____________________________________________ 1 
1.1 TORRES DE PRATOS _______________________________________ 2 
1.2 TORRES DE RECHEIO ______________________________________ 3 
1.3 OBJETIVOS _______________________________________________ 6 
2 MÉTODOS UTILIZADOS NAS SIMULAÇÕES ____________________ 7 
2.1 MÉTODO SHORTCUT _______________________________________ 7 
2.2 MÉTODO RIGOROSO _______________________________________ 7 
3 DIMENSIONAMENTO DESTILADORA 1 _________________________ 8 
3.1 CARACTERIZAÇÃO DA ALIMENTAÇÃO _________________________ 8 
3.2 COMPONENTES CHAVE-LEVE E CHAVE-PESADA ______________ 10 
3.3 MÉTODO SHORTCUT - DSTWU ______________________________ 10 
3.4 MÉTODO RIGOROSO – RADFRAC ___________________________ 13 
3.5 INTERNOS DA COLUNA ____________________________________ 17 
3.6 DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DA COLUNA __________________ 18 
4 DIMENSIONAMENTO DESTILADORA 2 ________________________ 21 
4.1 CARACTERIZAÇÃO DA ALIMENTAÇÃO ________________________ 21 
4.2 COMPONENTES CHAVE-LEVE E CHAVE-PESADA ______________ 22 
4.3 MÉTODO SHORTCUT ______________________________________ 22 
4.4 MÉTODO RIGOROSO – RADFRAC ___________________________ 25 
4.5 INTERNOS DA COLUNA ____________________________________ 28 
4.6 DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DA COLUNA __________________ 29 
5 ÁREAS, INUNDAÇÃO, GOTEJAMENTO E ARRASTE NA DESTILADORA 
2 30 
5.1 CÁLCULO DAS ÁREAS _____________________________________ 30 
5.2 VERIFICAÇÃO DA INUNDAÇÃO ______________________________ 31 
5.3 VERIFICAÇÃO DO GOTEJAMENTO ___________________________ 36 
 
 
5.4 VERIFICAÇÃO DO ARRASTE ________________________________ 39 
6 PERDA DE CARGA NA DESTILADORA 2 ______________________ 41 
7 NÚMERO REAL DE ESTÁGIOS NA DESTILADORA 2 ____________ 45 
8 ALTURA DA DESTILADORA 2 _______________________________ 47 
9 ESTRATÉGIA DE CONTROLE _______________________________ 48 
10 CONCLUSÃO _____________________________________________ 51 
REFERÊNCIAS _______________________________________________ 53 
ANEXO 1 – PLANTA DE CLOROMETANO _________________________ 56 
ANEXO 2 – FOLHA DE ESPECIFICAÇÃO DA COLUNA D 02 __________ 57 
 
 
1 
 
1 INTRODUÇÃO 
 
A operação unitária de destilação faz parte do conjunto das operações 
baseadas na transferência de massa. O mecanismo regente desta operação de 
separação é o do equilíbrio líquido/vapor. Ao fornecer calor a uma mistura 
líquida, pode-se promover a vaporização parcial, obtendo assim duas fases 
composições diferentes, líquida e vapor. A diferença de composição das duas 
fases resulta da diferença de volatilidades dos vários componentes da mistura 
líquida inicial. Quanto maior for essa diferença entre as volatilidades,maior será 
a diferença de composição entre a fase líquida e vapor, facilitando a separação 
por destilação (FCTUC, 2013). O efeito final é o aumento da concentração do 
componente mais volátil no vapor e do componente menos volátil no líquido 
(FOUST, 2008). 
A coluna de destilação fracionada é o equipamento que promove a 
transferência de massa e de calor entre correntes líquidas e de vapor saturado. 
Ela possui um corpo cilíndrico, onde dentro se encontram diversos estágios entre 
os quais circulam líquido e vapor em contracorrente. No topo da coluna há, 
normalmente, um condensador, responsável por condensar o vapor proveniente 
da coluna, sendo que parte do condensado é reenviado para o prato superior 
através de uma corrente de refluxo. 
A destilação pode ocorrer em colunas de vários tipos; entre as mais 
usadas estão as de pratos ou recheadas (CALDAS, 2007). Tanto os pratos como 
os recheios são utilizados para promover o contato íntimo entre o líquido 
descendente e o vapor ascendente, sem que haja decréscimo da capacidade da 
coluna de destilação. A grande diferença entre pratos e recheios é porcentagem 
de abertura entre esses dois tipos de dispositivos de contato líquido-vapor. O 
prato tem uma área aberta de 8-15 % da área da seção reta da torre, enquanto 
para um projeto típico de torres recheadas essa relação é de 50 %. Também, no 
caso de recheios, o contato entre o líquido-vapor se dá em toda a coluna e não 
em pontos específicos como nas torres de pratos (JÚNIOR, 2007). 
 
2 
 
1.1 TORRES DE PRATOS 
 
A torre de pratos é composta de uma carcaça cilíndrica vertical, 
comumente denominada de casco, no interior do qual são montados os diversos 
pratos. Estes, também conhecidos como bandejas, estão geralmente separados 
por distâncias iguais. Os pratos podem ser de diversos tipos, tendo sempre como 
objetivo principal promover um bom contato entre as fases. Os produtos 
vaporizados sobem na torre através das bandejas, por aberturas para tal 
destinadas, descendo o líquido por outras aberturas em contracorrente com o 
vapor que sobe (ASSIS, 2013). 
 A transferência de massa em um prato ocorre por meio de bolhas 
formadas pela passagem de vapor pela fase líquida. Este contato ocorre quando 
o líquido chega ao prato através do downcomer, uma espécie de canal que leva 
o líquido de um prato superior ao inferior, como mostrado na Figura 1. No prato, 
o líquido encontra o vapor que está passando pelos furos existentes na bandeja, 
formando assim uma espuma, que irá percorrer o prato e passar por um novo 
downcomer, onde a espuma é quebrada e o líquido passa para o prato inferior. 
Acima do prato o vapor segue para o prato superior (CALDAS, 2007). 
 
FIGURA 1 – INTERNO DE UMA COLUNA DE PRATOS 
 
FONTE: FCTUC, 2013. 
3 
 
Os principais tipos de pratos presentes nas colunas são os pratos 
perfurados, os pratos com válvulas e os pratos com borbulhadores. 
Os pratos com borbulhadores foram comercializados pela primeira vez em 
1818, mas devido ao seu alto preço e queda de pressão, estão em desuso. Em 
substituição, optou-se pela utilização de pratos perfurados ou valvulados. O 
primeiro foi usado pela primeira vez em 1832, devido à queda de pressão, 
atualmente, seu uso é bastante raro. Já os pratos valvulados são dispositivos 
com maior flexibilidade e sua aplicação é mais ampla que os anteriores. 
Segundo Caldas (2007), pratos com borbulhadores são vantajosos em 
torres de pequenos diâmetros. Já os pratos perfurados, possuem eficiência 
cerca de 15% menor do que prato com borbulhadores, e os pratos valvulados 
são mais vantajosos e baratos do que os com borbulhadores. Os tipos de pratos 
disponíveis estão demonstrados pela 
 
FIGURA 2 - TIPOS DE PRATOS 
 
Fonte: HENLEY, 2011 
1.2 TORRES DE RECHEIO 
 
Nesse tipo de coluna, o recheio forma um leito poroso através do qual o 
líquido (alimentado no topo) e o gás escoam em contracorrente, sendo que o 
contato entre essas duas fases é promovido de maneira contínua. O recheio 
4 
 
cumpre a função de sustentar o filme da fase líquida da mesma forma que 
permite o adequado contato entre as fases (CALDAS, 2007). 
Segundo Caldas (2007), nas colunas de recheio, a seção transversal é 
completamente ocupada pelo recheio, formando um leito poroso, no qual o 
líquido descendente escoa na forma de um filme líquido na superfície do recheio, 
e o gás escoa em contracorrente, o que permite um bom contato entre as fases. 
Tais recheios podem ser randômicos ou estruturados. 
 
FIGURA 3 - PRINCIPAIS TIPOS DE RECHEIOS RANDÔMICOS 
 
Fonte: Henley, 2011. 
 
Em princípio, qualquer material que permita ser molhado pelo liquido e 
que não ofereça muita resistência à passagem do vapor pode ser utilizado como 
5 
 
recheio de uma coluna. Para encher uma coluna de destilação com recheio, é 
necessária uma grande quantidade dos mesmos. Por isso, colunas de recheio 
são recomendadas somente para diâmetros pequenos (menor ou igual a 1 m). 
 
FIGURA 4 - PRINCIPAIS RECHEIOS ESTRUTURADOS 
 
Fonte: Henley, 2011. 
 
 
 
6 
 
1.3 OBJETIVOS 
 
Para dar continuidade ao processo de integrar as diversas disciplinas do 
curso de engenharia química, nesta etapa, pretende-se dimensionar as duas 
colunas de destilação presentes na planta de produção de clorometano (Anexo 
1). Os equipamentos em questão, estão demonstrados na Figura 5. 
 
FIGURA 5 - DESTILADORAS DO PROCESSO 
 
 
Utilizando o software AspenPlus®, ambas as destiladoras devem ser 
dimensionadas a partir dos métodos Shortcut e Rigoroso. Para tal, se faz 
necessário escolher, primeiramente, os internos que compõe as colunas. 
Além disso, é requerido determinar a perda de carga, inundação, 
gotejamento, arraste para a torre 2 e sua folha de especificação. Por fim, dever-
se-á apresentar uma estratégia de controle para as colunas de destilação 
estudadas. 
 
 
 
 
 
7 
 
2 MÉTODOS UTILIZADOS NAS SIMULAÇÕES 
 
2.1 MÉTODO SHORTCUT 
 
 O método shortcut - DSTWU é um método em que existe uma corrente de 
alimentação à coluna de destilação e duas correntes de saída. Este método 
estima a razão de refluxo mínima e o número teórico de pratos da coluna de 
destilação. Pode determinar também a razão de refluxo para um dado número 
de pratos e qual o prato de alimentação (MARTINS, 2009). 
 Ele se baseia na análise da volatilidade relativa entre os componentes 
utilizando o conceito dos componentes “chave-leve” e “chave-pesado”. Para uma 
boa escolha dos componentes chave, é necessário assegurar que os mesmos 
estão distribuídos ao longo de toda a coluna. Quando feita de maneira correta, 
essa escolha nos garante que os componentes com volatilidade maior que o 
chave-leve saiam apenas no destilado e os com volatilidade menor que o chave-
pesado saiam apenas no fundo. Além disso, o método assume que tanto as 
volatilidades relativas dos compostos como as vazões molares do líquido e do 
gás são constantes ao longo da coluna (JAFAREY, et al. 1979). 
 
2.2 MÉTODO RIGOROSO 
 
 O método rigoroso - RADFRAC foi desenvolvido para calcular colunas 
com várias alimentações e vários produtos intermediários, além da troca de calor 
em andares intermédios e calor trocado no condensador e no evaporador. São 
estabelecidos balanços de massa e energia para cada estágio de equilíbrio. Isso 
permite obter as vazões de destilado, do produto de fundo, composições e 
temperatura ao longo da coluna (ROMARO, et al. 2014). 
 Esse método utiliza poucas simplificações, sendo a mais importante delas 
a de considerar todos os estágios ideais (LISTIK, et al. 2014). A escolha dos 
componentes chave se dáda mesma maneira que é realizada para o método 
short-cut, e o número de estágios teóricos e da razão de refluxo são obtidos 
através da simulação pelo método shortcut, utilizados como chute inicial. 
8 
 
3 DIMENSIONAMENTO DESTILADORA 1 
 
A destiladora 01 tem por objetivo separar o clorometano dos outros 
componentes, visto que é o produto de interesse do processo. Sendo assim, 
esse equipamento deve ser dimensionado a fim de obter uma recuperação de 
98% de clorometano no topo da coluna. 
Para projetar a destiladora foram feitas simulações utilizado o método 
Shortcut e o método Rigoroso, os quais foram realizados a partir do software 
AspenPlus®. 
A alimentação provém da corrente de fundo de uma unidade de separação 
de clorados, que no trabalho anterior foi definido como um tanque Flash. Essa 
corrente de entrada é composta por clorometano, diclorometano, triclorometano 
e tetraclorometano, possuindo uma vazão de 7000 kmol/h. A Tabela 1 apresenta 
os dados de alimentação. 
 
TABELA 1 - COMPOSIÇÃO DE ALIMENTAÇÃO 
Componente Fração Molar Vazão (kmol/h) 
CH3Cl 0,88 6160 
CH2Cl 0,06 420 
CHCl3 0,05 350 
CCl4 0,01 70 
TOTAL 1 7000 
 
A condição de pressão de entrada foi especificada para 9 bar. Já a 
temperatura foi arbitrária para que parte da corrente fosse vaporizada, o que 
aumenta a velocidade de vapor dentro da coluna, diminuindo seu diâmetro. 
 
 
3.1 CARACTERIZAÇÃO DA ALIMENTAÇÃO 
 
Para o projeto da destiladora, é necessário saber as características da 
corrente de entrada. Sendo assim, avalia-se a qualidade de alimentação, 
definida pela variável “q”, a qual indicará o seu estado físico da seguinte forma: 
9 
 
 
 Líquido subresfriado: q > 1; 
 Líquido saturado: q = 1; 
 Vapor + líquido: 0 < q < 1; 
 Vapor saturado: q = 0; 
 Vapor superaquecido: q < 0. 
 
A Figura 6 mostra as retas de “q” para cada situação. 
 
FIGURA 6 - RETAS "q" PARA CADA TIPO DE ALIMENTAÇÃO 
 
 
Para determinar o valor dessa variável, aplica-se a equação (1). 
 
 
𝑞 =
𝐿𝐹
𝐹
=
𝐻0 − 𝐻𝐹
𝐻0 − 𝐻𝑏
 (1) 
 
 Sendo: 
 q: Qualidade de alimentação; 
 LF: Vazão de líquido na alimentação; 
 F: Vazão de alimentação; 
 H0: Entalpia da mistura no ponto de orvalho; 
 HF: Entalpia da mistura na alimentação; 
 Hb: Entalpia da mistura no ponto de bolha. 
10 
 
 
Tendo que a alimentação total corresponde a 7000 kmol/h e que a vazão de 
líquido dessa corrente é de 3859 kmol/h, substitui-se esses valores na equação 
(1), obtendo: 
𝑞 =
3859
7000
= 0,55 
 
Como “q” ficou entre 0 e 1, pode-se afirmar que a alimentação é composta 
por uma mistura líquido-vapor. 
 
3.2 COMPONENTES CHAVE-LEVE E CHAVE-PESADA 
 
Os componentes-chaves são determinados em função da volatilidade dos 
mesmos. De acordo com a planta do processo, a corrente de topo da destiladora 
01 é composta apenas por clorometano e a corrente de fundo contém 
diclorometano, triclorometano e tetraclorometano. Dessa forma, é possível 
afirmar que o clorometano corresponde ao chave-leve, enquanto que o 
diclorometano corresponde ao chave-pesada, visto que é o mais volátil dentre 
os compostos que saem na corrente de fundo. 
Quanto à recuperação na corrente de topo, considerou-se 0,98 para o 
clorometano, como dito anteriormente, e 0,0001 para o diclorometano. 
 
3.3 MÉTODO SHORTCUT - DSTWU 
 
A primeira simulação da destiladora foi feita pelo método Shortcut através 
do software AspenPlus®. Foi utilizada uma coluna DSTWU, cujas correntes F, 
D1 e B1 referem-se às correntes de entrada, saída de topo e saída de fundo, 
respectivamente. A Figura 7 apresenta o fluxograma do equipamento. 
Com o fluxograma pronto, deve ser definido qual o modelo termodinâmico 
mais apropriado, como também adicionar os dados de entrada. Tais informações 
correspondem às vazões de alimentação mostradas na Tabela 1, os 
componentes chaves com suas respectivas composições, os tipos do 
condensador e do refervedor e também a perda de carga da destiladora. 
11 
 
 
FIGURA 7 - FLUXOGRAMA DA COLUNA SHORTCUR PARA DESTILADORA 1 
 
 
3.3.1 Modelo Termodinâmico 
 
Com o auxílio das indicações do AspenPlus® em função das 
características do processo, foi escolhido o modelo termodinâmico de Peng-
Robinson para as simulações de ambas as destiladoras. 
 
3.3.2 Perda de Carga 
 
Tendo em vista que o método Shortcut serve para obter estimativas 
iniciais para a aplicação do método Rigoroso, considerou-se que não houve 
perda de carga na destiladora. Isso foi possível, visto que os resultados 
encontrados no primeiro método serão corrigidos quando o segundo for 
executado. 
 
3.3.3 Condensador e Refervedor 
 
Condensador total é empregado quando se deseja condensar todos os 
componentes da corrente. Como a corrente de topo é composta apenas por 
clorometano, o qual deve ser totalmente condensado, observou-se que esse tipo 
de condensador seria o mais adequado para o processo. 
Da mesma forma, o refervedor parcial não irá vaporizar todos os 
componentes. Fato pertinente ao processo em questão, visto que é necessário 
12 
 
tornar vapor somente a fração da corrente que retornará à destiladora, o restante 
deverá permanecer no estado líquido para alimentar a destiladora 02. Portanto, 
foi determinado o uso de um refervedor parcial do tipo Kettle. 
Ambos os trocadores de calor operam à pressão absoluta de 9 bar. 
 
3.3.4 Número de Estágios e Razão de Refluxo 
 
Para a simulação no software AspenPlus® é necessário fornecer o 
número de estágios ou a razão de refluxo. No entanto, o valor de tais variáveis 
é desconhecido. Então assumiu-se razão de refluxo de 1,5, a partir da qual 
obteve-se a razão de refluxo mínima, o número de estágios e o número de 
estágios mínimo. Além disso, foi construído o gráfico da razão de refluxo em 
função do número de estágios, o qual é utilizado para determinar o número de 
estágios ótimo, valor quando razão de refluxo se torna constante. A Figura 8 
apresenta o gráfico obtido. 
 
FIGURA 8 - GRÁFICO DA RAZÃO DE REFLUXO EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE ESTÁGIOS 
PARA DESTILADORA 1 
 
 
Analisando o gráfico, observa-se que o ponto para o qual a curva começa 
a ficar constante corresponde a 18 estágios com razão de refluxo de 0,4. Tais 
valores foram determinados por terem retornado a relação de 3:1 entre altura e 
diâmetro. 
DSTWU1 (DSTWU) - Results Reflux Ratio Profile
Theoretical stages
Ref
lux
 rat
io
8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
Reflux ratio
13 
 
Com os valores obtidos, retornou-se ao passo inicial da simulação, 
fornecendo número de estágios igual a 18, o que resultou em razão de refluxo 
de 0,38 e razão de refluxo mínima de 0,28. A Tabela 2 e a Tabela 3 e a contêm 
todos os resultados encontrados. 
 
TABELA 2 – RAZÃO DE REFLUXO E NÚMERO DE ESTÁGIOS PELO MÉTODO SHORTCUT 
PARA DESTILADORA 1 
RAZÃO DE REFLUXO MÍNIMA 0,28 
RAZÃO DE REFLUXO 0,38 
NÚMERO DE ESTÁGIOS MÍNIMO 7,5 
NÚMERO DE ESTÁGIOS 18 
ESTÁGIO DE ALIMENTAÇÃO 13,69 
TAXA DE DESTILADO 0,862 
 
TABELA 3 - RESULTADOS OBTIDOS PELO MÉTODO SHORTCUT PARA DESTILADORA 01. 
COMPONENTE 
B1 D1 F 
VAZÃO MOLAR (kmol/h) 
CH3CL 123,2 6036,8 6160 
CH2CL2 419,96 0,042 420 
CHCL3 350 0,0022 350 
CCL4 70 0,0004 70 
VAZÃO MOLAR TOTAL (kmol/h) 963,16 6036,85 7000 
VAZÃO MÁSSICA TOTAL (kg/h) 94437,22 304787 399224 
VAZÃO VOLUMÉTRICA (l/min) 1308,16 5792,41 142065 
TEMPERATURA (°C) 110,64 41,36 50 
PRESSÃO (bar) 9 9 9 
FRAÇÃO DE VAPOR 0 0 0,449 
FRAÇÃO DE LÍQUIDO1 1 0,551 
 
3.4 MÉTODO RIGOROSO – RADFRAC 
 
A partir das estimativas inicias obtidas no método Shortcut, foi realizada 
uma simulação mais precisa com o método Rigoroso. Neste caso, foi empregada 
uma coluna Radfrac como mostra o fluxograma da Figura 9 
 
14 
 
 
FIGURA 9 - FLUXOGRAMA DA COLUNA RADFRAC PARA DESTILADORA 01. 
 
 
 
3.4.1 Perda de Carga 
 
Na aplicação do método rigoroso não é possível considerar a perda de 
carga desprezível, como foi feito para o Shortcut. É necessário levar em conta a 
perda de carga de cada prato, para a qual assumiu-se um valor de 5 psi/prato da 
coluna, número maior que o comum de 0,1 psi/prato para reduzir o diâmetro do 
equipamento. Além disso, também deve ser considerada a perda de carga entre 
a coluna e o condensador, cujo valor adotado foi de 1 bar. 
 
3.4.2 Condensador e Refervedor 
 
Assim como no método Shortcut, também foi definido utilizar um 
condensador total e um refervedor parcial tipo Kettle. A diferença se encontra no 
condensador trabalhar à pressão de 8 bar, em função da perda de carga. 
 
3.4.3 Números de Estágios e Razão de Refluxo 
 
Para realizar esta segunda simulação, foi utilizado como estimativas 
iniciais o número de estágios e a razão de refluxo obtidos no Shortcut. Além 
disso, também foram fornecidos os tipos de condensador e refervedor, a taxa de 
destilado e o fator de recuperação do clorometano (98%). O estágio de 
15 
 
alimentação pode ser escolhido desde que atenda as condições de operação, 
para o presente caso foi definido que ocorria no 13º estágio. Adicionalmente, foi 
inserido um fator de inundação igual a 0,85 a fim de reduzir o diâmetro da coluna 
e também o tipo de pratos utilizados, sendo escolhido o de pratos perfurados. 
Como todos esses dados, foi possível realizar a simulação, obtendo os 
resultados mostrados na Tabela 4. 
 
TABELA 4 – RESULTADOS DO MÉTODO RIGOROSO PARA A DESTILADORA 1. 
NÚMERO DE ESTÁGIOS 18 
RAZÃO DE REFLUXO 0,42 
 
COMPONENTE 
B1 D1 F 
VAZÃO MOLAR (kmol/h) 
CH3CL 123,2 6036,8 6160 
CH2CL2 419,96 0,042 420 
CHCL3 350 8,36E-06 350 
CCL4 70 6,98E-09 70 
VAZÃO MOLAR TOTAL (kmol/h) 963,16 6036,842 7000 
VAZÃO MÁSSICA TOTAL (kg/h) 94437,54 304787 399224 
VAZÃO VOLUMÉTRICA (l/min) 1298,58 5729,50 142065 
TEMPERATURA (°C) 106,8 36,87 50 
PRESSÃO (bar) 8,34 8 9 
FRAÇÃO DE VAPOR 0 0 0,449 
FRAÇÃO DE LÍQUIDO 1 1 0,551 
 
 Inicialmente, dever-se-ia trabalhar com 15ºC de temperatura. No entanto, 
foi necessário aumentar esse valor para 50ºC a fim de se obter um valor de 
diâmetro aceitável. 
Comparando os resultados obtidos em cada método, notou-se que as 
temperaturas das correntes de topo e de fundo do método Shortcut 
apresentaram leve redução quando o método Rigoroso foi aplicado. Tal 
observação pode ser verificada na Tabela 5. 
16 
 
 
TABELA 5 - COMPARAÇÃO DAS TEMPERATURAS ENTRE OS MÉTODOS SHORTCUT E 
RIGOROSO 
MÉTODO CORRENTE DE TOPO (ºC) CORRENTE DE FUNDO (ºC) 
Shortcut 41,4 110,6 
Rigoroso 36,9 106,8 
 
Já, com relação ao número de estágios, obteve-se o mesmo valor de 18 
estágios para ambos os métodos. Da mesma forma, a razão de refluxo 
apresentou valores semelhantes, resultando em 0,38 para o Shortcut e em 0,42 
para o Rigoroso. 
 
 
3.4.4 Perfil de Composição 
 
É possível observar o comportamento das composições de cada 
componente na fase líquida e vapor, com relação ao número de estágios teóricos 
a partir de gráficos que relacionem essas duas variáveis. Os perfis de 
composição obtidos são apresentados na Figura 10 e na Figura 11 
 
FIGURA 10 – PERFIL DE COMPOSIÇÃO NA FASE LÍQUIDA 
 
Block RADFRAC1: Liquid Composition Profiles
Stage
X (m
ole 
frac
tion
)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
CH3CL (mole fraction)
CH2CL2 (mole fraction)
CHCL3 (mole fraction)
CCL4 (mole fraction)
17 
 
 
FIGURA 11 – PERFIL DE COMPOSIÇÃO NA FASE VAPOR 
 
 
 Como afirmado anteriormente, a corrente de topo da destiladora 01 é 
composta apenas por clorometano, enquanto que o diclorometano, 
triclorometano e tetraclorometano saem pela corrente de fundo. Sendo assim, a 
composição de clorometano deve ser maior nos primeiros estágios (região mais 
alta da coluna) e a dos outros componentes deve apresentar seus valores mais 
baixos nos estágios finais (região mais baixa). 
 Analisando os perfis obtidos, observa-se que estão condizentes com o 
esperado, visto que a composição de clorometano decai e a do restante dos 
componentes aumenta ao longo da coluna. 
 
3.5 INTERNOS DA COLUNA 
 
Com o auxílio do Simulador AspenPlus, foi possível dimensionar a coluna 
com pratos (pelo TraySizing) e com recheio (PackingSizing). Para ambos os 
casos, o diâmetro encontrado foi elevado, devido às altas vazões e ao grau de 
pureza desejado ser alto. Não é viável projetar colunas com recheio com 
diâmetros grandes, portanto foi decidido utilizar-se pratos como internos. 
Pratos perfurados são os mais utilizados, já que possuem menor custo e 
boa eficiência. Além disso, os métodos de cálculo são mais conhecidos e 
precisos. Também são indicados para altas vazões, tanto de líquido quanto de 
gás. Portanto, foram escolhidos os pratos perfurados como internos da coluna 
de destilação. 
 
Block RADFRAC1: Vapor Composit ion Profiles
Stage
Y (m
ole 
frac
tion
)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
CH3CL (mole fraction)
CH2CL2 (mole fraction)
CHCL3 (mole fraction)
CCL4 (mole fraction)
18 
 
3.6 DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DA COLUNA 
 
Após a realização da simulação RadFrac no AspenPlus, foi utilizada a 
ferramenta TraySizing para realizar o dimensionamento da coluna de destilação 
considerando pratos perfurados. Este procedimento foi realizado para os 
estágios 2 a 17 da destiladora 1, já que os estágios 1 e 18 representam o 
condensador e a refervedora, respectivamente. Considerou-se número de passe 
igual a 1. 
O espaçamento entre os pratos utilizado foi de 0,6096 m, valor padrão 
utilizado pelo AspenPlus e dentro da faixa usual de projeto. A melhor faixa de 
valores do fator de inundação está entre 0,8 e 0,85. A fim de obter o menor 
diâmetro possível para a destiladora, foi escolhido 0,85 como fator de inundação 
para ser inserido no simulador. As demais especificações foram deixadas com 
os valores padrões do AspenPlus. 
Os dados para a simulação estão demonstrados na Figura 12. 
 
19 
 
FIGURA 12 - DADOS PARA SIMULAÇÃO DA DESTILADORA 1 VIA ASPENPLUS 
 
Os resultados obtidos pela simulação encontram-se na Tabela 6. 
 
TABELA 6 - DIMENSIONAMENTO DA DESTILADORA 1 PELO TraySizing 
DIÂMETRO DA COLUNA (m) 3,94 
ÁREA DOWNCOMER/ÁREA COLUNA 0,10 
VELOCIDADE NO DOWNCOMER (m.s-1) 0,03 
PERCURSO EQUIVALENTE DO LÍQUIDO (m) 2,70 
LARGURA DO DOWNCOMER (m) 0,62 
COMPRIMENTO DA BARREIRA - lw (m) 2,86 
 
 
A variação do diâmetro necessário para cada estágio não foi superior a 
20%, portanto a coluna foi projetada com apenas um diâmetro, igual a 3,94 m. 
Como dito anteriormente, o diâmetro obtido é bem elevado. Seria ideal 
mudar algumas condições de operação para obter um equipamento menor, e, 
20 
 
portanto, mais barato. Deve-se modificar as condições de alimentação de forma 
a aumentar a fração de vapor na alimentação da coluna, diminuir as vazõesou 
diminuir o grau de pureza desejado para se obter um diâmetro menor. No 
entanto, como o diâmetro é inferior a 4,5 m seria possível a construção do 
equipamento, caso não houvesse a possibilidade de mudar as condições de 
operação. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
21 
 
4 DIMENSIONAMENTO DESTILADORA 2 
 
Na destiladora 2 há a separação do diclorometano dos outros 
componentes que constituem a corrente de fundo da destiladora 1, denominada 
de B1. Conforme as orientações recebidas para a realização do trabalho, 
devemos recuperar 99,9% do diclorometano na corrente de topo da segunda 
destiladora (D2). 
A vazão da corrente de alimentação da destiladora 2 é de 2500 kmol/h. 
Sua composição é dada pelas frações molares dos componentes que saem no 
fundo da destiladora 1, que foram calculadas com os dados obtidos pelo método 
rigoroso para a destiladora 1, multiplicadas pela vazão molar da corrente que 
alimentará a segunda destiladora. A Tabela 7 mostra a as frações molares e as 
vazões de cada um dos componentes presentes nessa corrente. 
 
TABELA 7 – COMPOSIÇÕES E VAZÕES, POR COMPONENTE, DA CORRENTE DE 
ENTRADA DA DESTILADORA 2 
COMPONENTE FRAÇÃO MOLAR VAZÃO (KMOL/H) 
CH3CL 0,128 319,78 
CH2CL2 0,436 1090,05 
CHCL3 0,363 908,47 
CCL4 0,073 181,69 
TOTAL 1 2500 
 
Novamente, foram realizadas duas simulações para a destiladora 2, uma 
pelo método short-cut e outra pelo método rigoroso, através do software 
AspenPlus®. Considerou-se que a temperatura e a pressão da corrente de 
entrada dessa destiladora são as mesmas da corrente do fundo da destiladora 
1, sendo a temperatura de aproximadamente 106,8 °C e a pressão de 8,3 bar. 
 
4.1 CARACTERIZAÇÃO DA ALIMENTAÇÃO 
 
Analogamente à destiladora 1, a caracterização da corrente de alimentação 
será dada pelo fator q. Utilizando a equação (1) para o cálculo do parâmetro q, 
22 
 
verificou-se que q é igual a 1, ou seja, a alimentação encontra-se como líquido 
saturado. 
 
𝑞 =
𝐿𝐹
𝐹
=
2499,97
2500,00
 → 𝑞 = 1 
 
4.2 COMPONENTES CHAVE-LEVE E CHAVE-PESADA 
 
Como o intuito é separar o diclorometano dos outros componentes 
presentes na corrente de entrada, este foi definido como componente chave-
leve. O chave-pesado determinado foi o triclorometano. 
Como estabelecido no início deste trabalho, a recuperação do 
diclorometano deverá ser de 0,999. A recuperação do componente chave-
pesado, na corrente de topo, foi estabelecida como sendo de 0,0001. 
 
4.3 MÉTODO SHORTCUT 
 
Para a primeira simulação, utilizou-se um DSTWU. As correntes são 
identificadas como B1 (corrente de entrada), D2 (corrente de topo) e B2 (corrente 
de fundo), como mostra o fluxograma disposto na Figura 13. 
 
FIGURA 13 - FLUXOGRAMA DA DESTILADORA 2 
 
 
Além do fluxograma do processo, é necessário adicionar outras 
informações sobre o processo. Tais como as composições da corrente de 
23 
 
alimentação, e a temperatura e pressão de operação na destiladora, no 
condensador e no refervedor escolhidos. 
 
4.3.1 Condensador e Refervedor 
 
Assim como na destiladora 1, o condensador utilizado é o total e o 
refervedor é o do tipo Kettle. A pressão desses dois equipamentos é de 3 bar. 
Para o método short-cut, a perda de carga é considerada desprezível. 
 
4.3.2 Número de Estágios e Razão de Refluxo 
 
Nesta parte da simulação, o software AspenPlus® necessita que seja 
adotado um número de estágios ou uma razão de refluxo. Primeiramente, 
definiu-se uma razão de refluxo igual a 2, a fim de conhecer a razão de refluxo 
mínima, o número de estágios e o número de estágios mínimo. Com esses 
valores, plotou-se um gráfico da razão de refluxo em função do número de 
estágios teóricos. Analisando esse gráfico, conforme a Figura 14, optou-se por 
escolher um número de estágios igual a 60. Pode-se observar que com 50 
estágios, a razão de refluxo já se mantém praticamente constante. Entretanto, 
escolheu-se um número de estágios acima do valor ótimo, com relação a razão 
de refluxo, justamente com a intenção de diminuir o diâmetro da coluna. 
 
24 
 
FIGURA 14 - GRÁFICO DA RAZÃO DE REFLUXO EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE ESTÁGIOS 
PARA DESTILADORA 2 
 
 
Após conhecidos esses valores, voltou-se a esse passo da simulação, 
mas agora fixou-se o número de estágios igual a 60, obtendo assim uma razão 
de refluxo de mínima de 1,64 e uma razão de refluxo de 1,86. Os valores 
encontrados para o estágio de alimentação, número mínimo de estágios e 
temperatura das correntes de topo e de fundo, pelo método ShortCut, estão 
dispostos na Tabela 8 e na Tabela 9. 
 
TABELA 8 – RESULTADOS PARA RAZÃO DE REFLUXO E NÚMERO DE ESTÁGIOS PARA A 
DESTILADORA 2 PELO MÉTODO SHORTCUT 
RAZÃO DE REFLUXO MÍNIMA 1,64 
RAZÃO DE REFLUXO 1,86 
NÚMERO DE ESTÁGIOS MÍNIMO 26,55 
NÚMERO DE ESTÁGIOS 60 
ESTÁGIO DE ALIMENTAÇÃO 34,31 
TAXA DE DESTILADO 0,564 
 
25 
 
TABELA 9 - RESULTADOS ENCONTRADOS PARA A DESTILADORA 2 PELO MÉTODO 
SHORTCUT 
COMPONENTE 
B2 D2 B1 
VAZÃO MOLAR (kmol/h) 
CH3CL 0,00 319,78 319,78 
CH2CL2 1,09 1.088,97 1.090,06 
CHCL3 908,38 0,09 908,47 
CCL4 181,69 0,00 181,69 
VAZÃO MOLAR TOTAL (kmol/h) 1.091,2 1.408,8 2.500,0 
VAZÃO MÁSSICA TOTAL (kg/h) 136.481,0 108.644,0 245.125,0 
VAZÃO VOLUMÉTRICA (l/min) 1.686,5 1.504,5 3.372,3 
TEMPERATURA (°C) 101,3 44,1 106,8 
PRESSÃO (bar) 3 3 8,3 
FRAÇÃO DE VAPOR 0 0 0,0000118 
FRAÇÃO DE LÍQUIDO 1 1 0,999988 
 
4.4 MÉTODO RIGOROSO – RADFRAC 
 
Tendo como estimativas iniciais os valores calculados anteriormente pelo 
método short-cut, agora a destiladora 2 será simulada por um método mais 
rigoroso, usando um equipamento denominado RADFRAC, pelo software 
simulador AspenPlus®. 
 
4.4.1 Perda de Carga 
No método rigoroso, a perda de carga dos equipamentos não pode ser 
desprezada. Adotou-se uma perda de carga equivalente a 0,1 psi/prato da 
coluna. Já entre a coluna e o condensador definiu-se a perda de carga como 
sendo 1 bar. 
 
4.4.2 Condensador e Refervedor 
Exatamente como definido no método ShortCut, o refervedor continua 
sendo um modelo tipo Kettle e o condensador utilizado é o total. Inicialmente, a 
pressão no condensador era de 3 bar, considerando a perda de carga, a pressão 
nesse equipamento torna-se 2 bar. 
26 
 
4.4.3 Número de Estágios e Razão de Refluxo 
 
Para obtermos o número de estágios e a razão de refluxo tivemos que 
fornecer as estimativas iniciais calculadas pelo método simplificado. Dentre os 
parâmetros estão o tipo de condensador utilizado, a taxa de destilado, a razão 
de refluxo e o estágio em que ocorre a alimentação, neste caso o estágio número 
34, e o fator de recuperação do diclorometano na corrente de topo, no caso de 
99,9%. 
Novos parâmetros também tiveram que ser inseridos, como o fator de 
inundação, adotou-se 85%, e a escolha do tipo de interno da coluna. Neste caso 
optamos por pratos perfurados. 
Com todos os dados inseridos na simulação, encontramos os valores 
dispostos na Tabela 10. 
 
TABELA 10 - RESULTADOS OBTIDOS PARA A DESTILADORA 2 COM O MÉTODO 
RIGOROSO 
NÚMERO DE ESTÁGIOS 60 
RAZÃO DE REFLUXO 1,81 
 
COMPONENTE 
B1 B2 D2 
VAZÃO MOLAR (kmol/h) 
CH3CL 319,78 0,00 319,78 
CH2CL2 1.090,06 1,09 1.088,96 
CHCL3 908,47 908,38 0,09 
CCL4 181,69 181,69 0,00 
VAZÃO MOLAR TOTAL (kmol/h) 2.500,0 1.091,2 1.408,8 
VAZÃO MÁSSICA TOTAL (kg/h) 245.125 136.481 108.644 
VAZÃO VOLUMÉTRICA (l/min) 3.372,3 1.664,4 1.471,1 
TEMPERATURA (°C) 106,8 92,9 29,9 
PRESSÃO (bar) 8,3 2,4 2,0 
FRAÇÃODE VAPOR 0 0 0,0000118 
FRAÇÃO DE LÍQUIDO 1 1 0,9999882 
 
Analisando os resultados obtidos pelos métodos ShortCut e Rigoroso, 
percebem-se alterações nas temperaturas das correntes de topo e de fundo. A 
27 
 
temperatura da corrente de topo caiu de 44,1 °C para 29,9 °C. Já a corrente de 
fundo foi de 101,3 °C para 92,9 °C. 
Nos resultados apresentados na Tabela 10, podemos analisar as 
pressões das correntes de alimentação e de saída tanto do condensador quanto 
do refervedor. O número de estágios teóricos estabelecidos para os dois 
métodos foi de 60 estágios. A razão de refluxo de obtida pelo método ShortCut 
foi de 1,86, já para o método rigoroso, a razão de refluxo foi de 1,81. 
 
4.4.4 Perfil de Composição 
É possível observar o comportamento das composições de cada 
componente na fase líquida e vapor, com relação ao número de estágios teóricos 
a partir de gráficos que relacionem essas duas variáveis. Os perfis de 
composição obtidos são apresentados na Figura 15 e na FIGURA 16. 
 
FIGURA 15 – COMPOSIÇÃO MOLAR DOS COMPONENTES EM FUNÇÃO DO NÚMERO DO 
ESTÁGIO NA FASE LÍQUIDA 
 
Block RADFRAC2: Liquid Composition Profiles
Stage
X (
m o
le f
rac
tio
n)
1 11 21 31 41 51 61
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
CH3CL (mole fraction)
CH2CL2 (mole fraction)
CHCL3 (mole fraction)
CCL4 (mole fraction)
28 
 
 
FIGURA 16 – COMPOSIÇÃO MOLAR DOS COMPONENTES EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE 
ESTÁGIOS NA FASE VAPOR 
 
 
Por meio dos gráficos apresentados, pode-se observar que, tanto na fase 
líquida quanto na fase vapor, a composição do clorometano e do diclorometano 
decai ao longo da coluna, enquanto que a composição dos outros elementos, 
triclorometano e tetraclorometamo, aumenta. Isso se deve ao fato de que, como 
o componente chave-leve é o diclorometano, este componente, assim como os 
que apresentarem volatilidade superior a ele, neste caso apenas o clorometano, 
devem sair no topo da destiladora e, por isso suas composições molares são 
maiores nos estágios iniciais da coluna. 
 
4.5 INTERNOS DA COLUNA 
 
De forma análoga à destiladora 1, foi decido projetar a destiladora 2 com 
pratos perfurados, devido ao alto diâmetro do equipamento. Novamente, o 
diâmetro elevado é justificado pelas condições de operação, que incluem altas 
vazões e grau de pureza do destilado. 
 
 
Block RADFRAC2: Vapor Composit ion Profiles
Stage
Y (
m o
le f
rac
tio
n)
1 11 21 31 41 51 61
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
CH3CL (mole fraction)
CH2CL2 (mole fraction)
CHCL3 (mole fraction)
CCL4 (mole fraction)
29 
 
4.6 DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DA COLUNA 
 
Assim como com a destiladora 1, foi utilizada a ferramenta TraySizing para 
realizar o dimensionamento da coluna de destilação 2 considerando pratos 
perfurados. Este procedimento foi realizado para os estágios 2 a 59 da 
destiladora 1, já que os estágios 1 e 59 representam o condensador e a 
refervedora, respectivamente. 
Demais restrições foram preenchidas analogamente ao realizado para a 
destiladora 1, com espaçamento entre pratos igual a 0,6096 m e fator de 
inundação igual a 0,85. 
Os resultados obtidos pela simulação encontram-se na Tabela 11. 
 
TABELA 11 – DIMENSIONAMENTO DA DESTILADORA 2 PELO TraySizing 
DIÂMETRO DA COLUNA (m) 4,46 
ÁREA DOWNCOMER/ÁREA COLUNA 0,1 
VELOCIDADE NO DOWNCOMER (m.s-1) 0,0722 
PERCURSO EQUIVALENTE DO LÍQUIDO (m) 3,065 
LARGURA DO DOWNCOMER (m) 0,698 
COMPRIMENTO DA BARREIRA - lw (m) 3,2414 
 
Como a variação do diâmetro necessário para cada estágio não foi 
superior a 20%, a coluna foi projetada com apenas um diâmetro, igual a 4,46 m. 
Novamente, o diâmetro obtido é bem elevado, ainda maior que o da 
primeira destiladora. Isso acontece devido ao elevado grau de pureza do 
destilado, que deve conter recuperação de 99,9% de diclorometano. Para atingir 
uma separação tão seletiva foi necessário um alto diâmetro, além do elevado 
número de estágios, resultando em equipamento bem grande. Possíveis 
modificações para a diminuição do diâmetro seriam análogas às da destiladora 
1. 
 
 
30 
 
5 ÁREAS, INUNDAÇÃO, GOTEJAMENTO E ARRASTE NA 
DESTILADORA 2 
 
5.1 CÁLCULO DAS ÁREAS 
 
A área total da coluna é calculada em função do diâmetro da coluna 
obtido, pela equação (2). 
 
 
𝐴𝑐 =
𝜋𝐷𝑐
2
4
 (2) 
 
A área de downcomers é composta pela área de entrada de líquido nos 
downcomers que saem do prato e pela área de saída de líquido dos downcomers 
que chegam ao prato (CALDAS, 2007). A relação entre a área do downcomer e 
da área da coluna obtida foi igual a 0,1. Portanto, calcula-se a área do 
downcomer pela equação (3): 
 
 𝐴𝑑 = 0,1𝐴𝑐 (3) 
 
A área net representa a área líquida disponível para o contato líquido-
vapor e é dada pela equação (4). 
 
 𝐴𝑛𝑒𝑡 = 𝐴𝑐 − 𝐴𝑑 (4) 
A área ativa é a área do prato na qual o líquido e o gás entram em contato, 
sendo que a maior parte da transferência de massa e calor ocorre sobre ela 
(CALDAS, 2007). Pode-se calculá-la pela equação (5) 
 
 𝐴𝑎 = 𝐴𝑐 − 2𝐴𝑑 (5) 
 
31 
 
Por fim, calcula-se a área dos furos ativos, considerando esta igual a 12% 
da área ativa, como mostra a equação (6). 
 
 𝐴ℎ = 0,12𝐴𝑎 (6) 
Assim, utilizando-se as equações (2) a (6), calculam-se as áreas para a 
destiladora 2, apresentadas na Tabela 12. 
 
TABELA 12 - ÁREAS CALCULADAS DA DESTILADORA 2 
DIÂMETRO DA COLUNA (m) 4,461 
ÁREA TOTAL DA COLUNA - AC (m) 15,630 
ÁREA DOWNCOMER- AD (m) 1,563 
ÁREA NET - ANET (m) 14,067 
ÁREA ATIVA - AA (m) 12,504 
ÁREA FUROS ATIVOS - AH (m) 1,500 
 
5.2 VERIFICAÇÃO DA INUNDAÇÃO 
 
Para elevada vazão de líquido, existe a condição de inundação por 
escoamento do líquido. A necessidade de escoar essa quantidade excessiva de 
líquido em uma área limitada pode sobrecarregar o downcomer e as outras 
passagens de líquido no prato, o que também resulta no aumento do inventário 
de líquido e de perda de carga entre os estágios. (CALDAS, 2007) Esta situação 
diminui a eficiência dos pratos. 
A velocidade de operação de vapor (uv,op) foi calculada pela razão entre a 
vazão volumétrica de vapor e a área net. A vazão volumétrica foi calculada a 
partir da vazão mássica de vapor (Vw) e da densidade do vapor (ρv). Assim, 
calcula-se a velocidade de operação pela equação (7) 
 
 
𝑢𝑣,𝑜𝑝 =
𝑉𝑤
𝜌𝑣
.
1
𝐴𝑛𝑒𝑡
 (7) 
 
32 
 
Os dados de vazão mássica de vapor e suas densidades foram obtidas 
pela simulação realizada pelo AspenPlus. A Tabela 13 apresenta o cálculo das 
velocidades de operação para os 60 estágios teóricos. 
 
TABELA 13 – VELOCIDADES DE OPERAÇÃO DO VAPOR EM CADA ESTÁGIO DA 
DESTILADORA 2 
Estágio 
Vw ρV uv,op 
Estágio 
Vw ρV uv,op 
kg/hr kg/cum m/s kg/hr kg/cum m/s 
ANTES DA ALIMENTAÇÃO DEPOIS DA ALIMENTAÇÃO 
2 322875 6,205 1,028 34 333893 7,883 0,836 
3 326122 6,258 1,029 35 337276 7,950 0,838 
4 326551 6,282 1,027 36 339078 8,007 0,836 
5 326633 6,302 1,023 37 340996 8,070 0,834 
6 326679 6,323 1,020 38 343456 8,148 0,832 
7 326728 6,343 1,017 39 346643 8,243 0,830 
8 326786 6,364 1,014 40 350674 8,358 0,828 
9 326859 6,385 1,011 41 355586 8,494 0,827 
10 326952 6,406 1,008 42 361301 8,649 0,825 
11 327071 6,428 1,005 43 367600 8,816 0,823 
12 327227 6,451 1,002 44 374157 8,989 0,822 
13 327433 6,474 0,999 45 380575 9,158 0,821 
14 327706 6,499 0,996 46386509 9,315 0,819 
15 328070 6,526 0,993 47 391715 9,455 0,818 
16 328554 6,556 0,990 48 396081 9,575 0,817 
17 329192 6,589 0,987 49 399613 9,676 0,816 
18 330027 6,625 0,984 50 402397 9,761 0,814 
19 331103 6,667 0,981 51 404552 9,831 0,813 
20 332464 6,715 0,978 52 406216 9,891 0,811 
21 334139 6,769 0,975 53 407517 9,944 0,809 
22 336135 6,831 0,972 54 408585 9,991 0,808 
23 338426 6,898 0,969 55 409551 10,036 0,806 
24 340946 6,971 0,966 56 410583 10,082 0,804 
25 343598 7,047 0,963 57 411925 10,135 0,803 
26 346259 7,123 0,960 58 413978 10,203 0,801 
27 348825 7,197 0,957 59 417432 10,300 0,800 
28 351221 7,268 0,954 
 
29 353423 7,334 0,952 
30 355460 7,398 0,949 
31 357419 7,459 0,946 
32 359428 7,521 0,944 
33 361717 7,564 0,944 
 
33 
 
A velocidade de inundação (uv,f), ou seja, a velocidade mínima de vapor 
na qual começa a ocorrer a inundação, é expressa pela equação (8). 
 
𝑢𝑣,𝑓 = 𝐾1√
𝜌𝐿 − 𝜌𝑉
𝜌𝑉
 (8) 
A constante K1 é obtida pelo gráfico da Figura 17, em função do 
espaçamento entre os pratos, definido como 0,60 m para essa destiladora, e pelo 
fator de vazão líquido-vapor (FLV), calculado pela equação (9). 
 
FIGURA 17 – CORRELAÇÃO K1 DE INUNDAÇÃO 
 
Fonte: SINNOTT, 2005. 
 
 
𝐹𝐿𝑉 =
𝐿𝑤
𝑉𝑤
√
𝜌𝑉
𝜌𝐿
 (9) 
Sendo Lw e Vw as vazões mássicas e ρL e ρV as densidades do líquido e do vapor, 
respectivamente. 
No entanto, esse gráfico só pode ser utilizado para tensão superficial do 
líquido igual a 0,02 N/m. Assim, deve-se corrigir o valor obtido de K1 pela 
equação (10). 
 
𝐾1
′ = 𝐾1 (
𝜎
0,02
)
0,2
𝑞 =
𝐿𝐹
𝐹
=
𝐻0 − 𝐻𝐹
𝐻0 − 𝐻𝑏
 (10) 
34 
 
Utilizando as equações (8) a (10) obtém-se as velocidades de inundação 
para cada estágio, como mostra a Tabela 14. 
 
TABELA 14 - VELOCIDADES DE INUNDAÇÃO (uV,F) DO VAPOR EM CADA ESTÁGIO DA 
DESTILADORA 2 
Estágio FLV 
σ (N/m) 
K1' 
uv,f 
Estágio FLV 
σ (N/m) 
K1' 
uv,f 
N/m m/s N/m m/s 
ANTES DA ALIMENTAÇÃO DEPOIS DA ALIMENTAÇÃO 
2 0,046 0,0378 0,125 1,769 34 0,108 0,0418 0,110 1,424 
3 0,047 0,0376 0,124 1,760 35 0,108 0,0417 0,110 1,417 
4 0,047 0,0376 0,124 1,756 36 0,108 0,0417 0,110 1,413 
5 0,047 0,0375 0,124 1,752 37 0,109 0,0418 0,110 1,408 
6 0,047 0,0375 0,124 1,749 38 0,109 0,0419 0,110 1,403 
7 0,047 0,0375 0,124 1,746 39 0,109 0,0420 0,110 1,397 
8 0,047 0,0375 0,124 1,743 40 0,109 0,0421 0,11 1,389 
9 0,047 0,0379 0,125 1,744 41 0,110 0,0423 0,110 1,381 
10 0,047 0,0379 0,125 1,741 42 0,110 0,0419 0,110 1,368 
11 0,047 0,0379 0,125 1,738 43 0,111 0,0421 0,110 1,358 
12 0,048 0,0379 0,125 1,735 44 0,111 0,0423 0,110 1,347 
13 0,048 0,0379 0,125 1,732 45 0,111 0,0424 0,110 1,337 
14 0,048 0,0379 0,125 1,729 46 0,112 0,0425 0,110 1,329 
15 0,048 0,0379 0,125 1,726 47 0,112 0,0426 0,110 1,319 
16 0,048 0,0380 0,125 1,724 48 0,112 0,0427 0,110 1,312 
17 0,048 0,0380 0,125 1,721 49 0,113 0,0427 0,110 1,306 
18 0,048 0,0381 0,125 1,719 50 0,113 0,0428 0,110 1,300 
19 0,048 0,0382 0,125 1,716 51 0,113 0,0428 0,110 1,296 
20 0,049 0,0384 0,125 1,714 52 0,113 0,0428 0,110 1,292 
21 0,049 0,0386 0,125 1,711 53 0,114 0,0428 0,110 1,289 
22 0,049 0,0388 0,125 1,709 54 0,114 0,0428 0,110 1,286 
23 0,049 0,0392 0,125 1,708 55 0,114 0,0428 0,110 1,283 
24 0,050 0,0396 0,126 1,706 56 0,114 0,0428 0,110 1,280 
25 0,050 0,0400 0,126 1,704 57 0,114 0,0428 0,110 1,277 
26 0,050 0,0403 0,126 1,702 58 0,115 0,0428 0,110 1,273 
27 0,051 0,0407 0,126 1,699 59 0,115 0,0429 0,110 1,268 
28 0,051 0,0409 0,126 1,697 
 
29 0,051 0,0412 0,127 1,693 
30 0,052 0,0409 0,126 1,686 
31 0,052 0,0410 0,127 1,683 
32 0,052 0,0415 0,127 1,682 
33 0,052 0,0417 0,127 1,6815 
 
O fator de inundação (ff) é dado pela relação entre as velocidades de 
operação e de inundação, como mostra a equação (11). Ele deve variar entre 70 
35 
 
a 90%, sendo que o ideal seria entre 80 e 85% (SINNOTT, 2005). Os resultados 
para cada estágio encontram-se na Tabela 15. 
 
 𝑓𝑓 =
𝑢𝑣,𝑜𝑝
𝑢𝑣,𝑓
 (11) 
 
TABELA 15 – FATORES DE INUNDAÇÃO PARA A DESTILADORA 2 
Estágio 
uv,f uv,op Fator de 
inundação 
Estágio 
uv,f uv,op Fator de 
inundação m/s m/s m/s m/s 
ANTES DA ALIMENTAÇÃO DEPOIS DA ALIMENTAÇÃO 
2 1,770 1,028 0,581 34 1,425 0,836 0,587 
3 1,760 1,029 0,585 35 1,418 0,838 0,591 
4 1,756 1,027 0,585 36 1,413 0,836 0,592 
5 1,753 1,023 0,584 37 1,408 0,834 0,592 
6 1,750 1,020 0,583 38 1,403 0,832 0,593 
7 1,747 1,017 0,582 39 1,397 0,830 0,594 
8 1,743 1,014 0,582 40 1,390 0,828 0,596 
9 1,744 1,011 0,580 41 1,382 0,827 0,598 
10 1,741 1,008 0,579 42 1,368 0,825 0,603 
11 1,738 1,005 0,578 43 1,358 0,823 0,606 
12 1,735 1,002 0,577 44 1,348 0,822 0,610 
13 1,733 0,999 0,576 45 1,337 0,821 0,614 
14 1,730 0,996 0,576 46 1,328 0,819 0,617 
15 1,727 0,993 0,575 47 1,319 0,818 0,620 
16 1,724 0,990 0,574 48 1,312 0,817 0,623 
17 1,722 0,987 0,573 49 1,306 0,816 0,624 
18 1,719 0,984 0,572 50 1,301 0,814 0,626 
19 1,717 0,981 0,571 51 1,296 0,813 0,627 
20 1,714 0,978 0,570 52 1,292 0,811 0,627 
21 1,712 0,975 0,569 53 1,289 0,809 0,628 
22 1,710 0,972 0,568 54 1,286 0,808 0,628 
23 1,709 0,969 0,567 55 1,283 0,806 0,628 
24 1,707 0,966 0,566 56 1,280 0,804 0,628 
25 1,705 0,963 0,565 57 1,277 0,803 0,628 
26 1,703 0,960 0,564 58 1,273 0,801 0,629 
27 1,700 0,957 0,563 59 1,269 0,800 0,631 
28 1,697 0,954 0,562 
 
29 1,694 0,952 0,562 
30 1,686 0,949 0,563 
31 1,683 0,946 0,562 
32 1,682 0,944 0,561 
33 1,682 0,944 0,562 
36 
 
 
Analisando a Tabela 15, nota-se que as velocidades de operação são 
inferiores às de inundação, o que indica que não ocorre problema de inundação 
na destiladora 2. No entanto, os valores encontrados para o fator de inundação 
são próximos a 0,60, abaixo da faixa recomendada. Como consequência, tem-
se uma maior perda de carga, o que diminui a eficiência dos pratos. Para 
alcançar um valor maior para ff, deve-se diminuir o diâmetro da coluna. 
 
5.3 VERIFICAÇÃO DO GOTEJAMENTO 
 
O gotejamento ocorre quando existe vazamento do líquido para o prato 
inferior. É causado por baixas vazões de vapor e alta relação entre a área de 
furos e a área ativa. Como consequência, tem-se a baixa eficiência dos pratos. 
A velocidade do vapor através dos furos (uh) é dada em função da vazão 
volumétrica de vapor (Qv) e da área de furos ativos (Ah). A equação (12) mostra 
como calcular esse parâmetro em função da vazão mássica (Vw). 
 
 
𝑢ℎ =
 𝑄𝑉
𝐴ℎ
=
 𝑉𝑤
𝜌𝑉
.
1
𝐴ℎ
 (12) 
 
A velocidade mínima de vapor para que não ocorra gotejamento (�̂�ℎ) é 
dada pela equação (13). 
 
 
�̂�ℎ = 𝐾2 −
0,90(25,4 − 𝑑ℎ)
𝜌𝑉
0,5 
 (13) 
 
 
Sendo df o diâmetro dos furos, definido como 5 mm, e K2 uma constante obtida 
pelo gráfico da Figura 18. 
37 
 
FIGURA 18 – CORRELAÇÃO K2 DE GOTEJAMENTO 
 
Fonte: SINNOTTI, 2005. 
 
O eixo das abcissas do gráfico da Figura 18 é dado por hw + how, sendo o 
primeiro a altura da barreira e how a altura do líquido sobre a barreira. 
A faixa de valores para hw em destiladoras operando em pressões acima 
da atmosférica é de 40 a 50mm. Foi adotado o valor de 40mm. Calcula-se how 
(em mm) pela equação (14). 
 
 
ℎ𝑜𝑤 = 750 (
𝐿𝑤
𝜌𝐿 . 𝑙𝑤
)
2/3
 (14) 
 
Sendo lw o comprimento da barreira, dado em metros. Esse valor é obtido pelo 
AspenPlus, igual a 3,241 mm. 
Assim, com os valores de hw e hwo para cada estágio calculados, obtém-
se os valores de K2 médios para os estágios acima e abaixo da alimentação pela 
Figura 18 e então calcula-se a velocidade mínima de gotejamento pela equação 
(13).As velocidades calculadas em cada estágio são mostradas pela Tabela 16. 
 
 
 
 
38 
 
TABELA 16 – VELOCIDADES MÍNIMAS DE GOTEJAMENTO 
Estágio 
hwo 
K2 
�̂�𝒉 min uh 
Estágio 
hwo 
K2 
�̂�𝒉min uh 
mm m/s m/s mm m/s m/s 
ANTES DA ALIMENTAÇÃO DEPOIS DA ALIMENTAÇÃO 
2 44,966 30,8 4,994 9,633 34 72,985 31,2 4,573 7,841 
3 45,423 30,8 4,973 9,648 35 73,348 31,2 4,554 7,854 
4 45,488 30,8 4,963 9,624 36 73,510 31,2 4,538 7,840 
5 45,504 30,8 4,955 9,595 37 73,664 31,2 4,520 7,822 
6 45,515 30,8 4,947 9,565 38 73,856 31,2 4,498 7,803 
7 45,525 30,8 4,939 9,536 39 74,103 31,2 4,472 7,785 
8 45,536 30,8 4,931 9,506 40 74,414 31,2 4,441 7,767 
9 45,548 30,8 4,923 9,477 41 74,794 31,2 4,406 7,750 
10 45,561 30,8 4,915 9,448 42 75,242 31,2 4,366 7,734 
11 45,576 30,8 4,907 9,420 43 75,741 31,2 4,324 7,719 
12 45,593 30,8 4,898 9,391 44 76,270 31,2 4,283 7,705 
13 45,613 30,8 4,889 9,362 45 76,795 31,2 4,243 7,693 
14 45,638 30,8 4,880 9,334 46 77,289 31,2 4,207 7,681 
15 45,669 30,8 4,869 9,306 47 77,729 31,2 4,176 7,670 
16 45,708 30,8 4,859 9,278 48 78,103 31,2 4,150 7,658 
17 45,757 30,8 4,846 9,250 49 78,411 31,2 4,128 7,646 
18 45,820 30,8 4,833 9,222 50 78,657 31,2 4,110 7,632 
19 45,900 30,8 4,818 9,194 51 78,850 31,2 4,095 7,618 
20 46,001 30,8 4,801 9,166 52 79,002 31,2 4,083 7,603 
21 46,125 30,8 4,781 9,138 53 79,123 31,2 4,072 7,587 
22 46,273 30,8 4,760 9,110 54 79,224 31,2 4,062 7,571 
23 46,446 30,8 4,736 9,082 55 79,314 31,2 4,053 7,555 
24 46,639 30,8 4,712 9,054 56 79,408 31,2 4,044 7,539 
25 46,846 30,8 4,686 9,027 57 79,523 31,2 4,033 7,524 
26 47,057 30,8 4,661 9,000 58 79,691 31,2 4,020 7,511 
27 47,264 30,8 4,637 8,973 59 79,962 31,2 4,001 7,502 
28 47,462 30,8 4,614 8,946 
 
29 47,646 30,8 4,593 8,921 
30 47,819 30,8 4,574 8,895 
31 47,987 30,8 4,555 8,871 
32 48,160 30,8 4,536 8,848 
33 48,359 30,8 4,523 8,853 
 
Como pode ser observado na Tabela 16, as velocidades de vapor através 
dos furos são superiores as velocidades mínimas para não ocorrer o 
gotejamento. Assim, conclui-se que a coluna de destilação projetada não sofre 
a condição de gotejamento. 
 
39 
 
5.4 VERIFICAÇÃO DO ARRASTE 
 
A condição de arraste é dada quando a vazão de gás é elevada. Nessa 
condição o escoamento gravitacional da fase líquida dificilmente ocorrerá, já que 
o líquido alimentado é carregado pela fase gasosa, pelo topo para fora da torre. 
Assim, o inventário de líquido da torre sofre um grande aumento, a perda de 
carga entre os estágios se torna excessivamente alta e o controle da coluna é 
dificultado. (CALDAS, 2007) 
Em torres que necessitam operar com altas vazões de líquido e gás, pode-
se tolerar um certo nível de arraste no prato. As gotas de líquido que atingem o 
prato superior e o atravessam degradam o perfil de composição da torre, mas se 
o downcomer for capaz de suportar esse tráfego adicional, a coluna opera de 
forma estável. No entanto, o número de estágios teóricos é então reduzido. 
(CALDAS, 2007) 
A fração de arraste (ψ) pode ser obtida pelo gráfico da Figura 19, em 
função do fator de vazão líquido-vapor (FLV) e pelo fator de inundação ff. Esses 
valores já foram calculados previamente para o cálculo da velocidade de 
inundação. 
Para os estágios acima da alimentação, observa-se valores de FLV próximos de 
0,05 e de ff próximos a 0,57. Pela Figura 19, obtém-se fração de arraste próxima 
a 0,02. Para os estágios abaixo da alimentação, os valores de FLV são próximos 
a 0,11, enquanto os fatores de inundação variam de 0,59 a 0,63. Assim, pelo 
gráfico da Figura 19 os valores de ψ são próximos de 0,01. Como os valores de 
fração de arraste estão abaixo de 5%, considera-se que o arraste existente é 
aceitável. 
 
 
 
40 
 
FIGURA 19 – FRAÇÃO DE ARRASTE PARA PRATOS PERFURADOS 
 
Fonte: SINNOTTI, 2005. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
41 
 
6 PERDA DE CARGA NA DESTILADORA 2 
 
 Para o cálculo da perda de carga da coluna de destilação 2, utilizou-se a 
equação (15) (SINNOTT, 2005). 
 
 ℎ𝑡 = ℎ𝑑𝑝 + (ℎ𝑜𝑤 + ℎ𝑤) + ℎ𝑟 (15) 
 
Sendo que ht é a perda de carga total, hdp é a perda de carga do prato seco em 
mmH2O, e hr é a perda de carga residual referente à tensão superficial em 
mmH2O. 
 
 Para calcular a perda de carga residual, utilizou-se a equação (16). 
 
 ℎ𝑟 =
12,5𝑥103
𝜌𝑙
 (16) 
 
 E para a perda de carga do prato seco utilizou-se a equação (17): 
 
 
ℎ𝑑𝑝 = 51 ∗ [
𝑢ℎ
𝐶0
]
2 𝜌𝑣
𝜌𝑙
 (17) 
 
 O valor de C0 pode ser encontrado no gráfico da Figura 20: 
 
42 
 
FIGURA 20 - GRÁFICO DA CORRELAÇÃO PARA OBTENÇÃO DO VALOR DE C0 
 
FONTE: SINNOTT, 2005. 
 
 A relação 
𝐴ℎ
𝐴𝑝
 pode ser igualada a (SINNOTT, 2005): 
 
 𝐴ℎ
𝐴𝑝
= 0,9 (
𝑑ℎ
𝑙𝑝
)
2
 (18) 
 
 
 A distância entre o centro dos furos (𝑙𝑝) é normalmente de 2,5 a 4 vezes 
o valor do diâmetro (SINNOTT, 2005). Portanto, escolhendo um valor de 𝑙𝑝 como 
sendo 3 vezes o diâmetro, têm-se que: 
 
𝐴ℎ
𝐴𝑝
= 0,1 
43 
 
 A razão da espessura do prato e do diâmetro do furo foi considerada 1, 
pois considerou-se que ambos possuem 5 mm. Com isso, encontra-se um valor 
de C0 de aproximadamente 0,84. 
 Agora é possível calcular o valor de hdp, utilizando o valor das velocidades 
calculadas anteriormente e os valores de densidade retiradas do Aspen. Os 
resultados estão listados na Tabela 17. Todas as unidades estão em mmH2O. 
 
TABELA 17 - VALORES CALCULADOS PARA ENCONTRAR A PERDA DE CARGA TOTAL (ht) 
Estágios how hw hr hdp ht Estágios how hw hr hdp ht 
1 57,49 40 10,16 31,51 139,16 31 47,99 40 9,49 32,20 129,68 
2 44,97 40 9,99 33,27 128,23 32 48,16 40 9,46 32,21 129,84 
3 45,42 40 10,00 33,66 129,08 33 48,36 40 9,44 32,35 130,14 
4 45,49 40 10,00 33,63 129,12 34 72,99 40 9,41 26,38 148,78 
5 45,50 40 10,00 33,54 129,05 35 73,35 40 9,42 26,70 149,46 
6 45,51 40 10,00 33,45 128,96 36 73,51 40 9,41 26,78 149,70 
7 45,52 40 10,00 33,35 128,88 37 73,66 40 9,40 26,84 149,91 
8 45,54 40 10,00 33,26 128,80 38 73,86 40 9,39 26,94 150,19 
9 45,55 40 10,00 33,17 128,72 39 74,10 40 9,38 27,08 150,56 
10 45,56 40 10,00 33,08 128,64 40 74,41 40 9,36 27,28 151,05 
11 45,58 40 10,00 32,99 128,56 41 74,79 40 9,33 27,53 151,66 
12 45,59 40 10,00 32,90 128,49 42 75,24 40 9,31 27,85 152,40 
13 45,61 40 10,00 32,81 128,42 43 75,74 40 9,29 28,20 153,23 
14 45,64 40 9,99 32,72 128,35 44 76,27 40 9,26 28,58 154,12 
15 45,67 40 9,99 32,64 128,30 45 76,80 40 9,24 28,96 155,00 
16 45,71 40 9,98 32,56 128,24 46 77,29 40 9,23 29,32 155,83 
17 45,76 40 9,97 32,48 128,20 47 77,73 40 9,21 29,63 156,57 
18 45,82 40 9,95 32,41 128,18 48 78,10 40 9,20 29,88 157,19 
19 45,90 40 9,93 32,34 128,17 49 78,41 40 9,20 30,08 157,68 
20 46,00 40 9,90 32,29 128,19 50 78,66 40 9,19 30,22 158,07 
21 46,12 40 9,86 32,24 128,23 51 78,85 40 9,19 30,31 158,35 
22 46,27 40 9,82 32,20 128,30 52 79,00 40 9,19 30,37 158,56 
23 46,45 40 9,78 32,18 128,41 53 79,12 40 9,19 30,40 158,71 
24 46,64 40 9,74 32,17 128,55 54 79,22 40 9,19 30,42 158,83 
25 46,85 40 9,69 32,17 128,71 55 79,31 40 9,19 30,42 158,92 
26 47,06 40 9,65 32,18 128,88 56 79,41 40 9,18 30,43 159,02 
27 47,26 40 9,61 32,19 129,06 57 79,52 40 9,18 30,46 159,17 
28 47,46 40 9,57 32,19 129,23 58 79,69 40 9,18 30,55 159,41 
29 47,65 40 9,54 32,20 129,38 59 79,96 40 9,17 30,73 159,86 
30 47,82 40 9,51 32,20 129,53 60 31,38 40 9,15 0,00 140,53 
 Σ= 8432,43 
 
44 
 
 O AspenPlus não forneceu o valor da densidade do vapor no estágio 60, 
e devido a isso, ela foi considerada nula. 
 Portanto, o valor encontrado para aperda de carga total do sistema foi de 
8432,43 mmH2O, que corresponde a 0,83 bar. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
45 
 
7 NÚMERO REAL DE ESTÁGIOS NA DESTILADORA 2 
 
O simulador AspenPlus nos dá o número de estágios teóricos, então é 
preciso calcular o número de pratos reais, através da sua eficiência, como mostra 
a equação (19). 
 
 
𝐸 =
𝑛ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑡á𝑔𝑖𝑜𝑠 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑖𝑠
𝑛ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑡á𝑔𝑖𝑜𝑠 𝑟𝑒𝑎𝑖𝑠
 (19) 
 
 Para o cálculo da eficiência utilizou-se a correlação de O’Connel, que está 
definida na equação (20). 
 
 𝐸 = 0,492(𝜇�̅��̅�)
−0,245 (20) 
 
Onde 𝜇�̅� é a viscosidade média do líquido em mNs/m
2 e �̅� é a volatilidade relativa 
média. 
 A viscosidade do líquido é obtida através de uma média geométrica das 
viscosidades no topo e no fundo da coluna. Considerou-se os estágios 2 e 59, 
pois o estágio 1 corresponde ao condensador e o 60 corresponde ao refervedor. 
Os valores das viscosidades foram novamente retirados do AspenPlus, e o 
resultado está demonstrado a seguir: 
 
√𝜇𝑙,2. 𝜇𝑙,59 = 𝜇�̅� = 0,320 𝑐𝑃 = 0,320
𝑚𝑁𝑠
𝑚2
 
 
 O mesmo é feito com a volatilidade relativa média, porém deve-se utilizar 
os valores volatilidade do componente chave-leve e do componente chave-
pesada, utilizando a equação (21): 
 
 
𝛼 =
𝐾𝐿𝐾
𝐾𝐻𝐾
 (21) 
 
46 
 
Onde KLK é a volatilidade do componente chave-leve e KHK é a volatilidade do 
componente chave-pesada. 
 
 No estágio 2, KLK = KCH2Cl2 = 0,807 e KHK = KCH3Cl = 0,400. Enquanto que 
no estágio 59 têm-se que KLK = 1,888 e KHK = 1,044. Novamente esses 
parâmetros foram retirados do AspenPlus. Com isso, obteve-se: 
 
𝛼2 = 2,107 
𝛼59 = 1,808 
�̅� = √𝛼2. 𝛼59 = 1,910 
 
 Voltando à equação (20), encontra-se: 
 
𝐸 = 0,555 = 55,5% 
 
 Tendo o valor da eficiência, agora é possível encontrar o número de 
estágios reais, através da equação (19): 
 
0,555 =
60
𝑁ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑡á𝑔𝑖𝑜𝑠 𝑟𝑒𝑎𝑖𝑠
 
 
𝑁ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑡á𝑔𝑖𝑜𝑠 𝑟𝑒𝑎𝑖𝑠 = 108 
 
 Ou seja, o número de pratos reais corresponde a 106 (desconsiderando 
o condensador e o refervedor). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
47 
 
8 ALTURA DA DESTILADORA 2 
 
 A altura da coluna pode ser calculada pela equação (22), onde H 
corresponde à altura, Nreais é o número de estágios reais (considerando apenas 
os pratos), h1 é a altura do primeiro prato até o topo da coluna e h2 a altura do 
último prato até a base da coluna. 
 
 𝐻 = 𝑁𝑟𝑒𝑎𝑖𝑠 ∗ (𝑇𝑆 + 𝑒) + ℎ1 + ℎ𝑛 (22) 
 
 O número de pratos reais já foi definido anteriormente, correspondendo a 
106. O espaçamento recomendado para colunas com diâmetro maior que 1,5 
metros é de 0,6 metros (CALDAS, 2007), e a espessura utilizada foi de 0,005 
metros. Como o diâmetro da nossa coluna resultou em um valor maior que 1,7 
metros, a altura utilizada do primeiro prato até o topo da nossa coluna foi de 1,05 
metros (CALDAS, 2007). Além disso, o valor da altura do último prato até o fundo 
da coluna foi de 0,75 metros (CALDAS, 2007). 
 Com isso, obteve-se: 
 
𝐻 = 106 ∗ (0,6 + 0,005) + 1,05 + 0,75 
𝐻 = 65,93 𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜𝑠 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
48 
 
9 ESTRATÉGIA DE CONTROLE 
 
Controlar um processo significa atuar sobre ele ou sobre as condições a 
que o processo está sujeito, de modo a atingir algum objetivo. Por exemplo, 
pode-se achar necessário ou desejável manter o processo sempre próximo de 
um determinado estado estacionário, mesmo que efeitos externos tentem 
desviá-lo desta condição. Este estado estacionário pode ter sido escolhido por 
atender melhor aos requisitos de qualidade e segurança do processo (PUC-RIO 
DEQ, s.d.). 
Independentemente das premissas de que algumas variáveis seguem 
constantes, estas mesmas também sofrem alterações. Por isso, o controle de 
um processo se faz necessário em toda instalação industrial, pois todas as 
condições de operação estão sujeitas a serem alteradas ao longo do 
funcionamento da unidade. 
O fluxograma de controle de processo está demonstrado na Figura 21. 
A estratégia de controle foi feita de forma análoga para as duas 
destiladoras, devido à similaridade entre as duas colunas. A diferença 
apresentada para a destiladora 1 está no trocador de calor adjacente à mesma, 
adicionado à planta pela necessidade de controlar a temperatura da sua corrente 
de entrada, garantindo sua vaporização parcial. Para isso, foi estabelecida uma 
malha de controle feedback, em que, caso a temperatura de corrente não esteja 
de acordo com o set-point, mais vapor de aquecimento é liberado para o trocador 
de calor. 
 Para a pressão de topo de ambas as destiladoras, é utilizada uma malha 
que controla a vazão de fluido refrigerante no condensador da coluna. Caso a 
pressão aumente, mais fluido refrigerante é liberado ao trocador de calor, 
garantindo maior saída de condensado do topo da destiladora, diminuindo, 
assim, a pressão. O condensado gerado é, então, armazenado nos vasos 01 e 
02. 
 O nível dos vasos é controlado com a liberação de condensado para os 
tanques de armazenamento 01 e 02. A vazão de condensado que segue para 
tancagem também está atrelada à malha responsável pelo controle da razão de 
refluxo da destiladora. 
49 
 
 No fundo das destiladoras, pelo princípio dos vasos comunicantes e, 
estabelecendo que o refervedor encontra-se na mesma cota de altura que a 
destiladora, controlando o nível no Kettle, garante-se que o fundo da destiladora 
não seque. Além disso, o controle de temperatura acaba por estabelecer a vazão 
de vapor que retorna à destiladora, variando a carga térmica disponível, como 
consequência da mudança de vazão de vapor. 
50 
 
FIGURA 21 – FLUXOGRAMA DE CONTROLE DO PROCESSO 
D 01
RV01
V01
11
LC
PC
101
US Clorados
TQ 01
TQ 03
10
FC
101
FC
102
LC
101
102
RC
101
13
12
TC
102
13
TC
101
12
D 02
RV02
V02
11
LC
PC
102 TQ 02
10
FC
103
FC
104
LC
103
104
RC
102
13
12
TC
103
10
11
12
13
Água de torre
Vapor Saturado
Fluido de Aquecimento
Condensado
TC
PC
Controle de Temperatura
Controle de Pressão
LC
RC
Controle de Nível
Controle de Razão
D - Destiladora
V - Vaso
RV - Refervedor
 TQ - Tanque
US Clorados – Unidade de 
Separação de Clorados
PROJETO DE INTEGRAÇÃO V
FLUXOGRAMA DE CONTROLE
EQUIPE I 
FC
Controle de Vazão
51 
 
10 CONCLUSÃO 
 
Para a simulação das duas destiladoras, tanto pelo método shortcut 
quanto pelo método rigoroso, foi necessário definir alguns parâmetros. Os que 
apresentam maior relevância para a simulação são a temperatura, a pressão e 
a composição das correntes de entrada, a determinação de um modelo 
termodinâmico, os tipos de condensador e refervedor acoplados as destiladoras, 
a escolha dos componentes chaves leve e pesado, a perda de carga 
apresentada na coluna e no condensador, entre outros. 
A influência dessas variáveis pode ser verificada quando se trabalha com 
uma temperatura mais alta, por exemplo, o que resulta em maior fração de vapor, 
proporcionando uma coluna de menor diâmetro. Além disso, alta vazão de 
alimentação necessitaria de destiladora com tamanho maior, para suportar a 
carga recebida. Portanto, seria necessário realizar uma variação dos 
parâmetros, a fim de obter um equipamento viável para o processo. 
Quanto à definição dos componentes chaves, foi observado que a sua 
escolhaimplica diretamente no número de estágios necessários para ocorrer a 
separação e, portanto, influencia na altura da coluna. Já, com relação à razão de 
refluxo, tem-se que um valor alto corresponderia a uma coluna de menor 
tamanho, visto que a corrente de refluxo colabora com o aumento na eficiência 
da mesma. 
A qualidade da corrente de alimentação, expressa pelo fator q, também é 
outro fator que influencia no dimensionamento dos equipamentos de destilação 
deste trabalho. Parâmetro relacionado com a temperatura de alimentação, uma 
vez que a redução do seu valor implica em maior fração de vapor e, portanto, 
em menor diâmetro. 
O método short-cut é ótimo para se obter as estimativas iniciais utilizadas 
no modelo mais rigoroso. Após a simulação pelo modelo mais rigoroso chegou-
se aos seguintes valores: A destiladora 1 ficou com 18 estágios e razão de 
refluxo de 0,42. Já a destiladora 2 com um total de 60 estágio teóricos e razão 
de refluxo de 1,81. 
Devido aos elevados diâmetros obtidos para ambas as destiladoras, foi 
decidido pelo uso de pratos como internos das colunas, já que é inviável a 
52 
 
construção de colunas com recheio para altos diâmetros. O tipo de prato 
escolhido foi o perfurado, porque este apresenta baixo custo e boa eficiência, 
além de ser indicado para processos com altas vazões. 
Utilizando-se a ferramenta TraySizing do simulador AspenPlus foi 
possível obter os diâmetros das destiladoras 1 e 2, iguais a 3,94 m e 4,46 m, 
respectivamente. Para diminuir esses diâmetros, considerados elevados, seriam 
necessárias mudanças nas condições de operação, como aumentar a fração de 
vapor da alimentação, diminuir as vazões ou diminuir a recuperação dos 
componentes desejados em cada destiladora. No entanto, é possível construir 
destiladoras com essa faixa de diâmetro se for necessário. 
Calculando-se as velocidades de inundação para cada estágio, conclui-
se que a destiladora 2 opera em velocidade abaixo da de inundação, e, portanto, 
não possui problema com inundação. No entanto, os fatores de inundação estão 
próximos a 0,6, valor abaixo da faixa recomendada, o que diminui a eficiência 
dos pratos. 
A segunda destiladora também não sofre problema com gotejamento, já 
que as velocidades de vapor através dos furos são maiores que as velocidades 
mínimas de gotejamento, para cada estágio. Por fim, nota-se que as frações de 
arraste chegam no máximo na faixa de 2%, o que está abaixo do limite de 5%, 
indicando, portanto, que não existe arraste excessivo. 
A perda de carga calculada da destiladora 2 foi próxima da estipulada pelo 
AspenPlus, utilizando 60 estágios. Ao calcular o número de estágios reais, 
chegamos a 108 estágios. Esse aumento no número de estágios é devido à 
baixa eficiência da coluna, de 55,5%. Com isso, a altura da coluna resultou em 
65,95 metros. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
53 
 
 
 
 
 
REFERÊNCIAS 
 
MARTINS, P.M.R. Recuperação do Isopentano da Gasolina Leve. Mestrado 
em Engenharia Química, ISEP, novembro de 2009. 
 
JAFAREY, A.; DOUGLAS, J. M.; MCAVOY, T. J. Short-cut Techniques for 
Distillation Column Design and Control. 1. Column design. Industrial & 
Engineering Chemistry Process Design and Development, v. 18, n. 2, p. 197-202, 
1979. 
 
ROMARO, C. A.; BRAGA, L. D. Viabilidade Econômica da Separação de uma 
Mistura de Ácido Acético e Acetato de n-butila por Destilação e Estudos 
Iniciais Sobre o Uso da Pervaporação. Escola Politécnica da Universidade de 
São Paulo, Departamento de Engenharia Química, São Paulo, 2014. 
 
LISTIK, E.; FRANCHI, M.G.S. Design, Dimensionamento e Análise 
Econômica de um Sistema de Separação para Mistura BTX Oriunda da 
reforma Catalítica da Nafta. Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, 
Departamento de Engenharia Química, São Paulo, 2014. 
 
CALDAS, J. N. Internos de torres: Pratos&Recheios. 2ª ed. Interciência: 
Petrobras, Rio de Janeiro, 2007. 
 
SINNOTT, R. K., COULSON, J. M., RICHARDSON, J. F. Coulson & 
Richardson's Chemical Engineering. Oxford: Elsevier Butterworth-
Heinemann, 2005. 
 
COUPER, J. R., PENNEY, W., R., FAIR, J., R., WALAS, S., M. Chemical 
Process Equipment – Selection and Design. 2nd ed. Burlington: Elsevier, 2005. 
 
HENLEY, E. J.; SEADER, J. D.; ROPER, D. K. Separation Pocess Principles: 
Chemical and Biochemical Operations. 3rd ed. New York: Wiley, 2011. 
 
JUNIOR, A., P. Controle de Processos Industriais. Universidade Estadual de 
Santa Catarina – UDESC, 2010. Disponível em: < 
http://www.joinville.udesc.br/portal/professores/silas/materiais/Controle_de_Pro
cessos_Industriais.pdf>. Acesso em 25/11/16. 
 
54 
 
GIMSCOP – GRUPO DE INTEGRAÇÃO, MODELAGEM, SIMULAÇÃO, 
CONTROLE E OTIMIZAÇÃO DE PROCESSOS. Fluxograma de Engenharia 
(P&I-Diagram). Departamento de Engenharia Química – UFRGS, s.d. 
Disponível em: < 
http://www.producao.ufrgs.br/arquivos/disciplinas/492_pei_3.pdf>. Acesso em 
25/11/16. 
 
 
 
GIMSCOP – GRUPO DE INTEGRAÇÃO, MODELAGEM, SIMULAÇÃO, 
CONTROLE E OTIMIZAÇÃO DE PROCESSOS. Modelagem, Simulação, 
Controle e Otimização de Colunas de Destilação: Vinculando o Mundo real 
ao Virtual. Departamento de Engenharia Química – UFRGS. Disponível em: < 
http://www.producao.ufrgs.br/arquivos/disciplinas/492_coneeq_2011_sem_vide
o_jot_cor.pdf>. Acesso em 25/11/16. 
 
FUCHS, S. DESENVOLVIMENTO DE UMA ESTRATÉGIA DE CONTROLE 
PARA COLUNAS DE SEPARAÇÃO PROPENO-PROPANO: Trabalho de 
Conclusão em Engenharia Química. UNVERSIDADE FEDERAL DO RIO 
GRANDE DO SUL, 2010. Disponível em: < 
https://www.lume.ufrgs.br/bitstream/handle/10183/35205/000792998.pdf?seque
nce=1>. Acesso em 25/11/16. 
 
LABORATÓRIO VIRTUAL DE PROCESSOS QUÍMICOS – FCTUC. 
DESTILAÇÃO. Universidade de Coimbra. Disponível em: 
http://labvirtual.eq.uc.pt/siteJoomla/index.php?Itemid=142&id=33&option. 
Acesso em: 29/11/16. 
 
ASSIS, F. Torres de destilação. Tecnologia em Processos Químicos Industriais 
– CEFET Rio de Janeiro – 2013. Disponível em: 
http://www.ebah.com.br/content/ABAAAAYH8AA/torre-destilacao. Acesso em 
29/11/16. 
 
JÚNIOR, A. E. O. Análise de Desempenho de Coluna de Destilação 
Contendo Recheio Estruturado. Escola de Química da Universidade Federal 
do Rio de Janeiro – UFRJ – 2007 
 
OLIVEIRA, L. F. Desenvolvimento de Curvas Operacionais para uma Coluna 
Despentanizadora. Universidade Federal do Rio Grande do Sul – UFRGS – 
2011. 
 
 
55 
 
 
 
 
 
56 
 
ANEXO 1 – PLANTA DE CLOROMETANO 
 
57 
 
ANEXO 2 – FOLHA DE ESPECIFICAÇÃO DA COLUNA D 02 
 
FOLHA DE DADOS 
Folha 1 
Item D 02 
Data 30/11/2016 
COLUNA DE DESTILAÇÃO 
Nome: Assinatura: Data: 
Dimensões 
Estágios: 108 Diâmetro: 4,46 m Altura: 65,93 m 
 
Condições de Operação 
Pressão de Operação (bar): 3 Temperatura de Operação (°C): 107 
Condições de Projeto 
Pressão de Projeto (bar): 5 Temperatura de Projeto (°C): 140 
 
 Alimentação Saída Destilado Saída Fundo 
Vazão (kg/h) 245125 108644 136481 
Temperatura (°C) 106,8 29,9 92,9 
Pressão (bar) 8,34 2,00 2,41 
Densidade (kg/m³) 1211,5 1230,9 1366,7 
Número de passes: 1 Tipo de fluxo: Cruzado 
Material do casco: Aço carbono Eficiência Global: 55,5% 
Razão de refluxo: 1,81 Perda de carga (bar): 0,83 bar 
 
Internos 
Material do prato: Aço carbono Área da coluna (m²): 15,63 
Tipo de prato: Perfurado Área do downcomer (m²): 1,56 
Arranjo: Triangular Área ativa (m²): 12,50 
Diâmetro do furo (m): 0,005 Área net (m²): 14,07 
Espessura do prato (m): 0,005 Área dos furos ativos (m²): 1,50 
Downcomer: sim Comprimento da barreira (m³): 3,24