Geração, Distribuição e Utilização de Vapor, Notas de estudo de Engenharia Mecânica
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Apostila da Unicamp sobre Geradores de Vapor.
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Faculdade de Engenharia Mecânica

UNICAMP

EM 722/ES606

GERAÇÃO, DISTRIBUIÇÃO E UTILIZAÇÃO DE VAPOR

Apostila de Curso

Profº Waldir A. Bizzo

1º sem/2003 EM 722 Aulas ministradas pelo prof. Caio Sánchez ES 606 Aulas ministradas pelo prof. Waldir Bizzo

EM 722 - Geração, Distribuição e Utilização de Vapor Profº Waldir A. Bizzo

Apresentação: Esta apostila foi elaborada para utilização como notas de aula do curso EM 722 - Geração, Distribuição e Utilização de Vapor. Além do trabalho do professor, reúne e utiliza alguns textos e figuras emprestados da bibliografia abaixo. Bibliografia: Bazzo, E.,1992 "Geração de Vapor", Editora da UFSC, Florianópolis. Pera, H., 1990, "Geradores de Vapor", Editora Fama, São Paulo. Babcock&Wilcox Co., 1978, "Steam, its Generation and Use", N.York. Telles, P.C.S.,1982, "Tubulações Industriais", Livros Técnicos e Científicos, R.Janeiro. ÍNDICE: cap. 1 - Combustão....................................... 1 2 - Combustíveis.................................... 18 3 - Queimadores..................................... 41 4 - Geradores de Vapor.............................. 66 5 - Cálculo Térmico e Fluidomecânico de Caldeiras... 81 6 - Segurança na Operação de Geradores de Vapor..... 95 7 - Distribuição de Energia Térmica................. 100 8 - Aquecedores..................................... 120 9 - Eficiência de Geradores de Vapor................ 128

EM 722 - Geração, Distribuição e Utilização de Vapor Profº Waldir A. Bizzo

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cap. I - COMBUSTÃO

Reações de combustão são reações químicas que envolvem a oxidação completa de um combustível. Materiais ou compostos são considerados combustíveis industriais quando sua oxidação pode ser feita com liberação de energia suficiente para aproveitamento industrial. Os principais elementos químicos que constituem um combustível são Carbono, Hidrogênio e em alguns casos, Enxôfre. Estes elementos reagem com oxigênio, e na sua forma pura apresentam a seguinte liberação de calor:

C O CO H O H O S O SO

+ → − + → − + → −

2 2

2 1 2 2 2

2 2

393.500 kj / kmol 241.800 kj / kmol 29.300 kj / kmol

1.1 - Composição típica dos combustíveis A maior parte dos combustíveis fósseis são hidrocarbonetos, e as composições típicas são de: carbono, hidrogênio e oxigênio. Combustíveis vegetais, produtos de madeira e refugo (bagaço, serragem, cascas, etc.) são carboidratos que contém 1/2 átomo de oxigênio para cada atomo de hidrogenio. Seus produtos de combustão são similares aqueles dos hidrocarbonetos ( CO2 e H2O) mas a energia liberada durante a combustão é comparativamente menor. Tabela 1.1 - Composição típica de alguns combustíveis

C H O N,S,etc.

Gás Natural ~75 ~25 - -

Petróleo 84~86 11~14 0~3 0~5

Carvão Mineral

78~95 ~7 1~15 1~5

Lenha 49 6 43 ~1 1.2 - Análise dos combustíveis Os combustíveis gasosos são usualmente misturas de gases que podem ser identificados individualmente. Combustíveis líquidos destilados tais como a gasolina ou o querosene também são misturas de hidrocarbonetos simples que podem ser separados e identificados. Carvões, óleos combustíveis residuais e combustíveis vegetais têm estruturas complexas, difíceis de se reduzir a componentes individuais. No entanto, para a maior parte de nossos propósitos a análise ELEMENTAR do combustível é

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tudo o que é preciso. Dada a análise elementar de um combustível em termos de C, H, O, S, etc., é possível calcular-se o requisito teórico de ar e a quantidade e composição dos produtos de combustão. 1.3 - Estequiometria da combustão A maioria dos processos industrias de combustão utiliza o ar ambiente como fonte de fornecimento de oxigênio para a combustão. O conhecimento das necessidades de ar para combustão, bem como da composição e volume dos produtos de combustão é fundamental para o projeto e contrôle de equipamentos de combustão. A estequiometria química nos fornece os principais dados necessários aos cálculos de combustão. Os pêsos atômicos dos principais elementos envolvidos em combustão, bem como a composição do ar ambiente encontram-se na tabela abaixo:

Elemento em massa em volume Elemento Peso Atômico

oxigênio 23,2% 21% Carbono 12

nitrogênio 76,8% 79% Hidrogênio 1

Oxigênio 16

Nitrogênio 14

Enxôfre 32 Sabe-se que alguns dos números acima requerem correção decimal. Os erros são pequenos e podem ser ignorados em grande parte se tomados no contexto da precisão das medições industriais comuns. O peso molecular de um material é a soma dos pesos atômicos que o constituem. Por exemplo, o peso molecular do monóxido de carbono, CO, é: 12 + 16 = 28 da água, H2O, é: 2 + 16 = 18, e assim por diante. Não existem unidades comuns, mas uma unidade prática é a molécula- grama, ou grama-mol, escrita normalmente como gmol, que é em efeito, o peso molecular expresso em gramas. Assim a molécula grama, ou o gmol do monóxido de carbono pesa 28 gramas. Análogamente pode ser utilizado a molécula-quilograma, o kgmol, ou a molécula-libra, o lbmol, o equivalente no sistema inglês. Se uma reação for escrita em forma molecular, ela pode ser tomada para representar as quantidades relativas de reagentes em termos destas unidades práticas, por exemplo:

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C + O2 -> CO2 é uma equação que indica o que acontece quando um átomo de carbono e uma molécula de oxigênio reagem completamente. Em termos práticos ela estabelece que 1 kmol de carbono reage com 1 kmol de oxigênio para formar, no final, 1 kmol de dióxido de carbono. A utilização de pesos atômicos ou moleculares para os elementos vai se tornar evidente quando os cálculos acima forem estudados. Os pesos atômicos são usados para elementos que são gasosos em CNTP. Para produtos e combustíveis gasosos, esta prática pode ser levada um estágio adiante. A teoria de Avogadro estabelece, na verdade, que volumes iguais de gases diferentes sob as mesmas condições contém um número igual de moléculas de gás. Por exemplo, 1 metro cúbico de nitrogênio em CNTP contém tantas moléculas de nitrogênio quanto 1 metro cúbico de dióxido de carbono contém de moléculas de dióxido de carbono a CNTP. Segue-se que a reação molecular, quando escrita para combustíveis gasosos, não só indica a reação e os produtos em termos de moléculas-kg mas também em termos de volumes. Por exemplo, se o metano queima com oxigênio e reage completamente com tudo permanecendo em estado gasoso e sendo medido sob as mesmas condições de pressão e de temperatura, temos:

CH O CO H O4 2 2 22 2+ → + 1 kmol 2 kmol 1 kmol 2 kmol 1 volume 2 volumes 1 volume 2 volumes

Os requisitos de energia da grande maioria dos processos industriais são obtidos originalmente de combustíveis convencionais através de uma complexa cadeia de reações denominada combustão. Felizmente para a maioria das aplicações, esta situação de combustão potencialmente complicada pode ser reduzida a uma consideração sobre os materiais de partida - combustível mais oxigênio, normalmente como um componente do ar - e os produtos finais. Tal simplificação facilita por exemplo o cálculo do ar ou do oxigênio necessário para um combustível, o desprendimento potencial de calor e temperatura e a composição ideal dos produtos gasosos de combustão produzido. Este último ponto é útil ao inverso, em que uma comparação da composição real de gás de combustão com a composição ideal indica o rendimento do processo de combustão. 1.4 - Cálculo da proporção teórica de Ar/combustível Qualquer combustível convencional requer, de acordo com sua composição, uma quantidade específica e calculável de oxigênio (e portanto de ar, uma vez que este é o agente comum de fornecimento) para atingir teoricamente uma reação completa. Menos do que essa quantidade vai produzir combustão incompleta e portanto perda de calor potencial. Mais do que essa quantidade, gera perdas excessivas de gás de combustão e da temperatura. Na prática, um pouco mais do que a quantidade teórica é usada por razões posteriormente explicadas. Para um material simples tal como o metano, constituinte principal do gás natural, pode ser escrita a equação de combustão:

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( ) ( )modificado não ar, do 2ar do 2 222224 NOHCONOCH ++→++ A rigor, o fenômeno da dissociação vai alterar um pouco esta reação. Isto, de fato, significa a separação de parte dos produtos da combustão em outros compostos que não sejam CO2 e H2O, e consequentemente a perda de calor, de acordo com as condições exatas de equilíbrio relacionadas às temperaturas, pressões e concentrações. A dissociação típica do dióxido de carbono é representada por: 2 22 2CO CO O→ + Na maioria das condições industriais, a dissociação não está muito em evidência, e, apesar de sua importância ser reconhecida, ela não é levada em conta para os propósitos deste capítulo introdutório. As técnicas de cálculo estabelecidas estão disponíveis na literatura especializada. Segue-se da equação que 1 Kgmol de metano requer 2 Kgmol de oxigênio para a reação teórica completa. Portanto, convertendo para uma base de massa, 16 Kg de metano requerem 64 Kg de oxigênio o que, uma vez que o ar contém 23,2% de oxigênio por peso, dá uma proporção teórica de ar/combustível de 17,25: 1. É visto que, em base de volume, 1 volume de metano requer 2 volumes de oxigênio de forma que a proporção volumétrica correspondente de ar/combustível é 9,53 : 1 . Tal mistura quimicamente correta é uma mistura estequiométrica. As situações em que uma equação exata pode ser escrita são poucas e são quase exclusivamente para combustíveis gasosos de composição conhecida ou determinada. Exatamente o mesmo procedimento pode ser seguido em qualquer caso onde equações exatas possam ser formuladas para os constituintes reativos, tomando-se os inertes como não-afetados e qualquer oxigênio livre na mistura original como disponível para a combustão. Exemplo 1.1: Determine a proporção estequiométrica de ar/combustível para o propano. O balanceamento das equações é feito levando-se em conta a conservação da massa dos elementos químicos, ou seja, para um determinado elemento, carbono, por exemplo, o número de átomos que existirá nos produtos de combustão é o mesmo número de átomos dos reagentes.

( ) 2222283 4376,3 NyOHCONOxHC ++→++ A quantidade "x" é o número de moléculas de O2 necessários a combustão completa do propano. Como a combustão é feita, no caso, com ar atmosférico, para cada molécula de oxigênio do ar, é considerado obrigatóriamente 3,76 moléculas de nitrogênio (a relação de volumes entre os dois gases no ar atmosférico). A necessidade de oxigênio "x" é calculada fazendo-se o balanceamento dos átomos de oxigênio:

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5

( )

8,1876,3 5

4232

== =

+×=

xy x x

Isto significa que para cada mol de propano, ou cada volume de propano são necessários 5 volumes de oxigênio e consequentemente:

( ) 8,2376,315 =+× volumes de ar atmosférico. É conveniente para os combustíveis gasosos tomar-se uma base arbitrária de 100 volumes, metros cúbicos, ou qualquer unidade que seja apropriada. Para os constituintes ativos, as reações são escritas levando-se em conta o número de volumes presentes por 100 volumes da mistura. A proporção estequiométrica de ar/combustível para esta mistura gasosa em uma base de volume é, então, 23,8 : 1. Uma vez que a relação entre volumes, moléculas e moléculas-Kg estejam bem estabelecidas é um problema fácil converter em base de massa. Não é necessário dizer que, todos os volumes relativos precisam ser medidos sob condições semelhantes. No exemplo acima, a relação ar/combustível em massa pode ser calculada com base nos pesos moleculares: 1 mol de propano pesa 44 kg e necessita 23,8 kmol de ar, que pesa 686,4 kg, ou seja, a relação A/C em massa é 15,6 : 1. A massa de ar necessária foi calculada multiplicando-se diretamente o índice "x" pelos pesos moleculares do oxigênio e nitrogênio, levando-se em conta a sua devida proporção:

( ) ( )

22

4,6862876,35325 NO

=××+×

Para a maioria dos combustíveis sólidos e líquidos, tais equações exatas não são possíveis devido à complexidade delas e em alguns casos, devido à sua composição indeterminada. No entanto, uma simplificação pode ser aplicada de tal forma que a análise química básica (quantidade de elementos constituintes) possa ser avaliada, não fazendo nenhuma referência, qualquer que seja, ao modo pelo qual esses elementos são combinados no combustível. Para combustão completa, as exigências de peso líquido de oxigênio são obviamente as mesmas e assume-se que qualquer oxigênio no combustível está disponível para reação. A posição provável para tal oxigênio é que ele tenha combinado com a estrutura dos combustíveis, tendo assim o mesmo resultado final.A análise básica é comumente determinada em base gravimétrica ou de peso e usada com referência a Kgmol. O modo de aplicação é ilustrado melhor pelo exemplo. Exemplo 1.2 :

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Uma amostra de querosene tem uma análise básica de 86% de carbono e 14% de hidrogênio por peso. Determine a proporção estequiométrica de ar/combustível. Tome uma base arbitrária de 100 Kg de querosene e converta a quantidade em massa de cada elemento em quantidade de kmol:

cada 100 kg de combustível possui:

86 kg de C, que corresponde a 86 12

kgmol de C

14 kg de H, que corresponde a 14 1

kgmol de H

=

=

7 17

14

,

a reação estequiométrica pode ser escrita, fazendo-se o devido balanceamento:

( )

6,14 100

1464,8 :massa em A/C relação

kg 8,14642876,367,103267,10 :necessáriaar de massa

67,10 7217,72

717,776,31417,7 22222

=

=××+×

= +×=

++→+++

x x

yNOHCONOxHC

Assim a proporção estequiométrica de ar/combustível, Kg/Kg é 14,6:1. Observe que nenhuma referência, qualquer que seja, é feita à maneira em que o carbono e o hidrogênio são ou podem estar combinados no querosene. Um exemplo a mais ilustra o tratamento dos materiais inertes e do oxigênio composto. Exemplo 1.3 : Um combustível fóssil tem uma composição em peso de: Carbono, 72,0%; Hidrogênio, 14,0%, Oxigênio, 8,0%; Nitrogênio, 2,8%; Enxofre, 3,2%. Determine a proporção estequiométrica de ar/combustível.

C H O N S

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massa do constituinte, kg/100 kg de combustível

72 14 8 2,8 3,2

kgmol de cada 6,0 14,0 0,5 0,2 0,1 a equação estequiométrica fica:

( )

8,12 100

1283,6 :massa em A/C relação

kg 1283,6=283,769,35+329,35 :necessáriaar de massa

35,9 21,07265,02

1,07676,31,02,05,0146 222222

=

×××

= ×++×=+

+++→++++++

x x

yNSOOHCONOxSNOHC

A proporção estequiométrica de ar/combustível em base de peso é 12,8:1. Observe que se assume que o conteúdo de enxofre está convertido em dióxido de enxofre. Se um cálculo for feito para incluir uma quantidade de ar em excesso, o procedimento é como o de cima, com um fator de excesso sendo introduzido na última etapa. Vamos definir aqui o coeficiente de excesso de ar ϕ como a relação entre o nº de moles realmente utilizado na combustão e o nº de moles estequiométricamente necessário:

2

2

2

2

esteqO

realO

esteqOmol

realOmol

m m

n n

&

& ==

−ϕ

Por exemplo, se este combustível fosse queimado com 20% de excesso de ar, então a proporção de trabalho de ar/combustível é 1,20 vezes a proporção estequiométrica. A proporção ar/combustível com 20% de excesso de ar = 12,8 x 1,20 = 15,36 : 1. Quando um combustível contém cinza ou umidade, estas podem ser tratadas como constituintes inertes para aparecerem como tais nos produtos finais da combustão. Os principios utilizados nestes exemplos podem ser aplicados com igual facilidade a todos os combustíveis. 1.5 - Avaliação do rendimento da combustão Se a composição do combustível e a composição dos produtos de sua combustão são medidos, o rendimento da combustão pode ser calculado. A quantidade teórica de ar (ou oxigênio) para combustão completa e a composição estequiométrica dos produtos combustíveis são calculados e comparados com a composição real obtida pela análise dos gases de combustão; isto pode mostrar:

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a) que quantidade de calor está sendo desperdiçada em aquecer quantidades excessivas de gases de combustão; isto quer dizer que está sendo usado mais ar que o necessário. (Na prática um pequeno excesso sobre o ar estequiométrico é necessário para assegurar uma completa combustão). b) Se parte do combustível está escapando da região de combustão sem estar completamente queimado. Isto é demostrado pela presença de CO, fuligem, combustível não queimado e possivelmente hidrogênio nos produtos combustíveis. A análise dos gases de combustão ou de gases perdidos dos processos de combustão é comumente relatada em base sêca de volume, isto é, sem referência à água no gás. Uma grande variedade de equipamentos para análise do gás é usada, desde os tipos simples de aparelhos, Orsat e Fyrit aos mais sofisticados aparelhos contínuos. O valor da análise do gás de combustão reside na informação que tal análise é capaz de proporcionar e na interpretação posta em tal informação. Como foi observado previamente, um combustível específico requer uma quantidade específica de ar para a combustão completa teórica, com alguma quantidade adicional para atingir praticamente a combustão completa. Abaixo desta quantidade prática, que é uma função do tipo de combustível, do rendimento do queimador e das condições de combustão, é desperdiçado combustível e esta condição pode ser reconhecida pelo aparecimento de quantidades excessivas de monóxido de carbono no gás de combustão, um pouco antes da produção da fumaça prêta (fuligem). Acima desta quantidade, o calor é perdido junto com quantidades excessivas de gás de combustão e é reconhecido pela grande quantidade de oxigênio no gás de combustão. A aplicação do bom senso ao interpretar a análise do gás de combustão pode levar, por exemplo, à descoberta de deficiências no processo de combustão, vazamento no forno ou no sistema condutor e inconsistências na análise e especificação do combustível. 1.6 - Teor de CO2 no gás de exaustão A medida do teor de CO2 no gás de exaustão seco (uma medição simples e comum) dá uma medida útil do rendimento da combustão de um determinado combustível. A proporção máxima de CO2 nos produtos de combustão será encontrada quando a relação ar/combustível for estequiométrica, figura 1.1. Observemos que em relações abaixo da estequiométrica, o teor de CO2 também cai, porém há o aparecimento de monóxido de carbono.

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Fig. 1.1 - Teor de CO2 no gás de exaustão Na prática as concentrações de CO2 devem ser mais baixas que a estequiométrica pela necessidade de se usar ar em excesso a fim de se atingir a combustão completa. A quantidade de excesso de ar necessária decresce com o aumento da capacidade e com o rendimento maior no equipamento de combustão. Valores típicos são: Gases: 0 a 10% Líquidos: 2 a 30% Sólidos: > 50% 1.7 - Determinação da Análise Teórica do Gás de Combustão Uma vez que, segundo a Lei de Avogadro, o Kgmol e o volume são numericamente parâmetros permutáveis sob condições adequadas, a determinação das proporções de ar/combustível está encaminhada a partir dos produtos da análise teórica do gás de combustão. A qualificação teórica está assinalada aqui porque, devido a pontos práticos observados anteriormente, algumas diferenças podem ser encontradas entre a análise real do gás e a proposta nas mesmas condições iniciais. Então, a análise teórica indica a situação ideal, e quando mais perto a análise prática estiver desta tanto melhor. Para qualquer instalação que utiliza combustível, a experiência vai ditar o limite desta aproximação. Para combustíveis gasosos, a estimativa da análise do gás de combustão é um cálculo feito diretamente em base volumétrica. Suponha que o metano seja queimado completamente com sua quantidade estequiómetrica de ar: CH O N CO H O N4 2 2 2 2 22 7 52 2 7 52+ + → + +, , (do ar) (sem modificar) Nos gases de combustão secos, portanto, existe 1 volume de CO2 para 7,52 volumes de N2. Isto dá um conteúdo de dióxido de carbono (talvez o ítem mais utilizado em tais análises) de 11,73%. Um gráfico com o conteúdo de CO2 no gás de combustão e com a relação ar/combustível vai mostrar um pico teórico na condição estequiométrica, daí a importância deste item para o rendimento total e como uma indicação das condições de

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operação.Quando é fornecido ar em excesso, o ar excedente passa através do sistema, inalterado. Isto é uma extensão do cálculo acima para uma mistura gasosa e será apreciado através de um exame do seguinte exemplo de análise de gás. Exemplo 1.4: Um gás de composição: C3H8 CO H2 N2 CO2 O2 20 25 30 10 10 5 %, em volume, é queimado com 20% de excesso de ar. Determine a análise do gás de combustão sêco. Balanço estequiométrico:

( )

83,5 100

583,1 :tricaestequiomé ívelar/combust relação

583,1=3,76122,5+122,5 :necessárioar de volume 5,122

11095225210225 :oxigênio de balanço

1109576,351010302520 22222222283

=

× =

+×=+×+×+

++→+++++++

x x

yNOHCONOxOCONHCOHC

Foi mostrado que 100 volumes deste gás requer 122,5 volumes de oxigênio, ou 583 volumes de ar atmosférico. Dessa forma, 20% de excesso significa que 24,5 volumes extra de oxigênio são fornecidos, para ir através do sistema sem se alterar. Associado a este total de 147 volumes de oxigênio, haverá 553 volumes de nitrogênio para se acrescentar aos 100 de combustível. A composição em volumes dos produtos de combustão, incluídos o excesso de ar fica:

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95 110 552 7 24 5

95 552 7 24 5 672 2

0 141

0 036

0 823

0 121

0 140

0 031

0 706

2 2 2 2

24 5 672 2

552 7 672 2

95 782 2

110 782 2

24 5 782 2

552 7 782 2

CO H O N O+ + +

+ + =

=

=

=

=

=

=

=

, ,

, , ,

: ,

: ,

: ,

: ,

: ,

: ,

: ,

, ,

, ,

,

,

, ,

, ,

volume total dos gases secos: composição dos gases secos: CO

O

N

volume total dos gases úmidos: 95 + 110 + 552,7 + 24,5 = 782,2 composição dos gases úmidos:

CO

H O

O

N

2 95

672,2

2

2

2

2

2

2

Exemplo 1.5 : Metano é queimado com uma deficiência de 5% de ar estequiométrico. Calcule a análise do gás de combustão. Estequiométricamente, a combustão completa de metano com ar pode ser representada como antes:

( ) 222224 52,7276,32 NOHCONOCH ++→++ e com uma deficiência de de ar de 5%:

( ) 222224 14,776,39,1 NOHcCObCOaNOCH +++→++ É assumido que a oxidação do hidrogênio do combustível é inicialmente completada, sua reação pode ser representada como: H O H O4 2 22+ → Portanto sobram 0,9 O2 para oxidação de 1 C, representada em 2 etapas:

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C O CO O

CO O CO CO

+ → +

+ → +

0 9 0 4

0 4 0 8 0 2

2 2

2 2

, ,

, , ,

Assim a=0,8 e b=0,2, de forma que toda a equação é: CH O N CO H O N4 2 2 2 2 21 90 7 14 0 8 2 7 14+ + → + +, , , , Um processo semelhante pode ser aplicado a combustíveis mais complexos mas precisa-se lembrar que esta simples aproximação tem limitações específicas. 1.8 - Determinação da Quantidade do Excesso de Ar da Análise do Gás de Combustão O uso da análise de gás de combustão para determinar a quantidade de ar excedente, se intencionalmente fornecido para a integridade da combustão ou se involuntariamente fornecido através de vazamento, consiste essencialmente em fazer os cálculos anteriores ao inverso e equilibrar os elementos que entram no processo com aqueles que saem. Esses equilíbrios dos elementos é necessário, uma vez que as análises são usualmente apresentadas em percentagens, e não em quantidades absolutas. Alguns exemplos vão demonstrar a aproximação utilizada. Exemplo 1.6 : O metano é queimado com excesso de ar e dá uma análise de gás de combustão seco de: CO2 9,15%, O2 4,58%, N2 86,27 % por volume (ou kmol/100 kmol). Calcule a quantidade de ar excedente utilizada. Reescrevemos agora a equação da combustão do metano incluído o coeficiente de excesso de ar:

( ) ( ) 2222224 52,721276,32 NOOHCONOCH ϕϕϕ +−++→++ Observe que o oxigênio estequiométricamente excedente, bem como o nitrogênio associado sai junto com os produtos da combustão, compondo assim a massa total dos gases na saída. Para cada kmol de metano queimado nestas condições, é produzido um total de :

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( )

( ) secos combustão de produtos de kmol 152,952,721-+1

ou úmido, combustão de produtos de kmol 52,9152,72121

−=+

+=+−++

ϕϕϕ

ϕϕϕ

Se a concentração de CO2 é de 9,15% nos gases secos, é possível determinar o coeficiente de excesso de ar:

0 0915 1 9 52 1

1 25, ,

,= −

⇒ = ϕ

ϕ

Quando a combustão foi incompleta e algum monóxido de carbono foi produzido, o cálculo de ar excedente precisa levar isto em conta e fazer concessão ao oxigênio presente no gás de combustão, que pertence ao monóxido de carbono. O aparecimento de monóxido de carbono, devido à combustão incompleta, num gás de combustão em que ar excedente é utilizado, não é prontamente previsível mas o efeito de sua presença é visto na análise do gás. Exemplo 1.7 : Um combustível de composição C H O N S Cinzas 72,0 8,4 8,0 2,8 3,2 5,6 (porcentagem em massa) produz uma análise de gás de combustão sêco de: CO2 O2 CO N2 12,0 5,0 1,2 por diferença (porcentagem em volume) e o resíduo sólido da combustão contém 25% de carbono. Determine a quantidade de ar excedente que é fornecida. Existem três etapas para resolver neste cálculo: (1) Calcular as exigências teóricas de ar; (2) Fazer o balanceamento do carbono, determinando assim a parcela de carbono que queimou esaiu com os produtos de combustão, por unidade de combustível queimado. (3) Fazer o balanço de oxigênio, considerando a devida proporção entre CO2 e CO e O2.

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1ª etapa: partindo de l00 kg de combustível, incluso as cinzas, já calculamos diretamente o nº de kmol de cada elemento:

( )

95,721,02,42625,0

76,31,02,4676,31,02,05,04,86 222222

=⇒×++×=+

+++→++++++

xx

NxSOOHCONOxSNOHC

exigência de oxigênio = 7,95 Kg.mol/100 Kg de combustível 2ª etapa: Para 100 kg de combustível existem 72,0 Kg de carbono. O resíduo sólido da combustão contém a cinza indicada na análise mais carbono não queimado (25%). O resíduo total é assim 5,6 de cinza mais 1,87 Kg de C. A quantia de C queimado é dessa forma, 5,84 Kg.mol (72 kg - 1,87 kg).

( ) ( )

21,231,54167,04167,0 12 5

% %

cinzas) (nas16,02,095,776,31,02,453,031,5 76,395,71,02,05,04,86

2

2

22222

22

=×=⇒==

++×+++++ →++++++

z CO O

CNzOSOOHCOCO NOSNOHC

ϕ ϕ

Observe que foi descontado o parcela de carbono que não queimou, e foi mantido a relação CO2/CO, possibilitando o balanceamento correto da equação e o cálculo do coeficiente z, relativo ao O2, pela relação O2/CO2. 3º etapa:

( )

20,1 35,8892,29

5,31=0,12

:calculado éar de excesso de ecoeficient o 12%, a igual CO de teor o sendo

35,8892,292,095,776,3,212+0,1+0,53+5,31 :é produzido seco gases de total volumeo

2

=⇒ +

+=+×+

ϕ ϕ

ϕϕ

A avaliação do excesso de ar assume combustão completa, e portanto o excesso precisa ser relatado nesta base. A determinação de ϕ acusou um excesso de 20,0%. O Oxigênio em excesso é devido a somatória das parcelas de oxigênio oriundos do próprio ar em excesso fornecido, de oxigênio devido ao

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Carbono que não queimou e apareceu nos residuos de cinzas, e de oxigênio devido a formação de monóxido de carbono, que não foi oxidado completamente em CO2. A importância dos cálculos de combustão em circustâncias industriais usuais foi mostrada e os exemplos escolhidos aqui não pretendiam somente mostrar o processo de cálculo mas salientar alguns pontos assinalados. Não está implícito que o método de cálculo demonstrado aqui seja o único método ou mesmo o melhor, mas é um enfoque dos princípios básicos, e como tal, é flexível e amplamente aplicável. Existem situações aqui minimizadas para maior clareza, nas quais os cálculos necessários são muitos, e muito mais sofisticados, como por exemplo, os processos de altas temperaturas onde os efeitos da dissociação são mais importantes. Um enfoque de tais situações pode ser feito, fundamentado no método de cálculo anterior. 1.9 - Temperatura de Chama Qualquer reação de combustão, na verdade qualquer reação química, pode ser geralmente representada pelo esquema:

reagentes (cadeia de reação)→ produtos Vamos apresentar isto simbolicamente como:

A + B → C + D Na verdade, não vai haver nunca uma transformação completa de A e B para C e D. Antes, é atingida uma situação de equilíbrio, a qual deveria ser representada como:

A + B ←→ C + D Naturalmente, são estabelecidas reações para se atingir os produtos, de forma que na maioria das circustâncias usuais o equilíbrio é muito mais para a direita, com C e D predominando. No entanto, se os intrumentos analíticos são bons o bastante, os traços de A e B serão detectados qualquer que sejam as circustâncias. Também, como a reação é uma cadeia de reações, podemos esperar encontrar traços dos materiais de cadeia. Os fatores que controlam o grau de dissociação para qualquer reação dada (isto é, a posição de equilíbrio) são: temperatura, pressão e concentração. O princípio de Le Chatelier diz que se uma variável que afeta o equilíbrio de um sistema é modificada, então a posição de equilíbrio é deslocada para se opor à mudança.

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Para efeito de cálculos de combustão industrial, onde os níveis de temperatura são usuais até um máximo de 1500 ~1600 K, a dissociação assume pouca ou nenhuma importância. A dissociação do CO começa a ser detectada por volta de 2000 K, e apresenta-se como um caso particular dos processos gerais de combustão e não será aqui tratada em detalhes. Os príncipios gerais da dissociação são encontrados na literatura de cinética química e sua aplicação específica em combustão é necessária quando a combustão é uma parte de um processo e determina sua eficiência, tais como nos processos de incineração térmica, na gaseificação de carvão e lenha, ou na fabricação de combustíveis sintéticos. 1.10 - Medição do rendimento de combustão Para se calcular o rendimento de calor útil de um sistema de combustão é necessário saber o Poder calorífico do combustível, a relação ar ( ou oxigênio) /combustível e o grau de complexidade da combustão. O Poder Calorífico de um combustível é definido como a quantidade de calor desprendido pela combustão completa do combustível. Se esta quantidade de calor é medida com os produtos de combustão saindo completamente na fase gasosa, este é denominado Poder Calorífico Inferior. Se, por outro lado, a água nos produtos de combustão for considerada na fase líquida, ou seja, com o produtos de combustão à temperatura ambiente, o calor desprendido é denominado Poder Calorífico Superior. A diferença entre os dois valores é exatamente a entalpia de vaporização da água formada na combustão do hidrogênio constituinte e da água presente no combustível na forma de umidade:

( )

sêco) lcombustíve de kg / OH (kg lcombustíve no umidade de teor (kg/kg) lcombustíve do teconstituin hidrogênio de teor

(kj/kg)Superior CaloríficoPoder (kJ/kg)Inferior CaloríficoPoder

:onde 92440

2:u :h

:PCs :PCi

uhPCsPCi +−=

As medições de Poder Calorífico em laboratório são realizadas em bomba calorimétrica com temperatura do meio controlada próximo a temperatura ambiente, e o valor obtido é sempre o Poder Calorífico Superior. A avaliação do PCI é feita através da equação acima, e portanto deve ser conhecida o teor de hidrogênio do combustível, ou pelo menos, estimado com alguma margem de segurança. A maioria dos processos industriais tem seus produtos de combustão exauridos a temperaturas onde a água está na forma de vapor, e por esta razão o conhecimento do Poder Calorífico Inferior é útil e facilita os cálculos de aproveitamento de calor.

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1.11 - Temperatura Adiabática de Chama O desprendimento de calor proveniente da reação de combustão pode ser calculado conhecidos o Poder Calorífico do combustível e a taxa de consumo de combustível na fornalha. Se for assumido que todo o calor gerado é transformado em entalpia dos produtos de combustão, sem nenhuma perda de calor por radiação ao ambiente externo (uma situação, na prática, impossível) ou perda de temperatura por dissociação, é possível calcular a Temperatura Adiabática de Chama:

( )

(K) combustão dear do entrada de ura temperat: Chama)(K) de Adiabática aTemperaturcombustão( de gases dos saída de tura tempera

K) (kJ/kg combustão de gases dos EspecíficoCalor (kg/s) combustão de gases de massa

(kJ/kg)Inferior CaloríficoPoder (kg/s) lcombustíve de consumo de taxa

:

ar

g

g

g

c

argggc

T :T

:Cp :m :PCi

:m onde

TTCpmPCim −= &&

A temperatura Adiabática de Chama é uma abstração, pois nenhum processo real pode ser adiabático, e tanto mais difícil em altas temperaturas, geralmente produzidas em condições de chama. Além disso, a dissociação começa a se fazer sentir em temperaturas acima de 2000 K, e o calor desprendido tende a ser menor que o calculado. De qualquer maneira, o cálculo pode ser útil para efeito de comparação de potenciais de combustíveis para uma dada necessidade de calor e temperatura. Observe que no cálculo da massa de gases produzidos está implícito a relação ar/combustível, pois os produtos de combustão é a soma das massas do ar de combustão e do combustível consumido no processo. A temperatura adiabática de chama pode ser então calculada para uma massa unitária de combustível desde que se estabeleça a relação ar/combustível. De modo inverso, conhecido a temperatura de saída dos gases de combustão, é possível calcular o calor recebido pelo processo de combustão, o qual será a diferença entre a entalpia dos gases à temperatura adiabática de chama e entalpia de saída dos produtos de combustão:

( )

(K) fornalha na combustão de gases dos saída de ura temperat (kJ/s) fornalha pela recebidocalor

:onde

:Ts :Q

TTsCpmPCimQ

g

argggc

&

&&& −−=

EXERCICIOS CAP. 1 Determine a composição dos produtos de combustão do bagaço de cana, queimando com 100% de excesso de ar. Considere a composição elementar do bagaço semelhante a composição da lenha, porém com 50% de umidade (b.u.). Caldeira queima 2000 kg/h de lenha com 20% umidade(b.u.) e a análise dos gases de combustão resultou em 8,7% CO2 (b.s.) e o resíduo sólido do cinzeiro tem 90% de carbono não queimado. Determine o excesso de ar real (b.u.). Se os produtos de combustão tem temperatura de 180º C, qual deve ser a capacidade em m3/h do exaustor dos gases de combustão? Determine a temperatura dos produtos de combustão saindo de uma fornalha., queimando GLP com 10% de excesso de ar, considerando que 50% do calor gerado é perdido por radiação. Assumir propriedades dos produtos de combustão iguais a do ar atmosférico. Calcule a relação Ar/Combustível estequiométrica para combustão de Etanol hidratado (96ºGL). Determine o teor de CO2 (b.s.) para combustão do etanol hidratado com 25% de excesso de ar. Supondo apenas dissociação do CO2, qual deve ser o teor de CO (b.s.) para combustão do etanol hidratado com 3% de falta de ar? Gás residual tem composição volumétrica Metano 82%, etano 8%, H2S 1%, CO2 5% e N2 4%. Faça um gráfico do teor de CO2 (b.s.) nos produtos de combustão em função do excesso de ar. Determine o teor de SO2 com 5% de excesso de ar. Carvão mineral tem composição C 67%, H 8%, S 7%, O 1,5%, cinzas 16,5 %. O equipamento de combustão será controlado por analisador contínuo de oxigênio cujo sensor deve ser instalado diretamente na saída dos produtos de combustão que tem temperatura média de 210 ºC. Para controle computadorizado você deve estabelecer uma função do teor de O2 nos gases de chaminé em relação ao excesso de ar. Após a instalação e testes iniciais do sistema da questão anterior, o resíduo da combustão acusa um teor médio de 12% de carbono não queimado. A função estabelecida anteriormente ainda é valida? Se não, como corrigi-la? Calcule a temperatura adiabática de chama a 10% de excesso de ar de uma mistura de composição volumétrica Metano 82%, etano 8%, H2S 1%, CO2 5% e N2 4%. , sem dissociação, dados os PCS: Metano 55.488, Etano 51.865, H2S 16.560 kJ/kg.

Uma câmara adiabática opera com metano, com relação estequiométrica, sendo que a concentração em massa de CO nos produtos de combustão é 5%. Determine a temperatura adiabática de chama na condição de operação. Carvão mineral tem composição C 63%, H 9%, S 3%, O 1%, cinzas 24%. Determine a composição dos produtos de combustão base sêca, utilizando 60% de excesso de ar. A legislação do local onde está instalado o equipamento da questão anterior permite a emissão de dióxido de enxôfre em 3200 mg/Nm3 (base sêca). O equipamento está enquadrado na legislação? Qual seria o máximo teor de enxôfre do carvão que poderia ser utilizado nas condições da questão anterior, que ainda seria abaixo dos limites de emissão permitidos? Escrever a reação de combustão do óleo combustível, com ar estequiométrico e com 30% de excesso de ar e determinar a concentração de CO2 e SO2 base seca. Considerar óleo com 3,5% de enxôfre e densidade relativa 0,98. Num forno de reaquecimento de lingotes, operando a 1250 ºC, supondo que todos os sistemas de combustão abaixo tenham a mesma características no que se refere a troca de calor por radiação ( mesma emissividade e fator de forma), escolha o sistema de combustão mais adequado para maior transferência de calor, justificando matematicamente: Combustível PCI (kcal/kg) A/C esteq Excesso de Ar óleo BTE 9.965 13,7 40% GLP 10.218 15,6 5% óleo diesel 10.250 14,6 15% Uma câmara de combustão adiabática queima metano com relação A/C estequiométrica. Nos produtos de combustão estão presentes 5% CO (em volume). Determine a temperatura adiabática de chama.

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cap. 2 - COMBUSTÍVEIS

Combustíveis para utilização em energia e aquecimento industrial apresentam características importantes tais como baixo custo por conteúdo energético, disponibilidade, facilidade de transporte e armazenamento, possibilidade de utilização dentro de tecnologias disponíveis, baixo custo operacional e de investimento, etc. Durante muitos anos, os derivados de petróleo preencheram a maioria destas características e se tornaram o tipo mais utilizado de combustível industrial. Nas décadas recentes, outros tipos de combustíveis tem sido utilizados e pesquisados, principalmente aqueles que produzem menor impacto ambiental que os combustíveis fósseis. Do ponto de vista de origem, os combustíveis podem ser classificados como: fósseis (não renováveis) e vegetais (renováveis), representados pela tabela abaixo.

Origem Combustível Básico Derivado

FÓSSEIS

Petróleo GLP

Gasolina

Óleo Diesel

Óleo Combustível

Óleos Residuais

Gás Natural

Xisto Betuminoso

Carvões Minerais

Gases manufaturados

Cana-de-açucar Bagaço de cana

Alcool Etílico

VEGETAIS

Lenha Carvão Vegetal

Gases manufaturados

Metanol

Resíduos Vegetais Biogás

Quanto a utilização de combustíveis é conveniente classificá-los e estudá-los quanto a sua forma física: sólidos, líquidos ou gases.

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Composição dos combustíveis: Os combustíveis industrias apresentam em sua composição alguns dos seguintes elementos ou compostos: Carbono C Hidrogênio H Oxigênio O Enxôfre S Nitrogênio N Água H2O Cinzas (Z) Carbono e hidrogênio são os elementos que mais contribuem para o poder calorífico dos combustíveis e oxigênio é geralmente presente em combustíveis vegetais, sendo que sua presença diminui o poder calorífico do combustíveis, bem como as exigências teóricas de ar de combustão. Embora o enxôfre seja também combustível, este traz consequências prejudiciais ao meio ambiente e aos equipamentos: - seu poder calorífico é menor que o carbono e hidrogênio - Os produtos de combustão, SO2 e SO3, em presença de umidade formam ácido sulfúrico, que irá atacar as partes mais frias da instalação. H2SO4 é o principal causador de "chuva ácida", com consequências desastrosas ao meio ambiente. - se a atmosfera da combustão for redutora, pode haver formação de H2S, ou outros compostos, que são perigosos e produzem mal cheiro. O enxôfre nos combustíveis líquidos é enconrado na forma de mercaptanas (um radical R-S-H) ou também na forma de dissulfetos( radicais R-S-R). Nitrogênio é responsável pela formação de diversos óxidos: N2O, NO e NO2, que são compostos de alta irritabilidade para as mucosas além de reagirem com o ozona da atmosfera (O3). Outros elementos ocorrem eventualmente nos combustíveis em concentrações muito pequenas, porém de efeitos não menos importantes. Os metais são mais frequentes: Níquel, Vanádio, Cálcio, Sódio, Potássio e Manganês. O vanádio forma um óxido: V2O5, que é catalizador da reação de formação de ácido sulfúrico, agravando as consequencias de corrosão com combustíveis que contenham enxofre. Sódio e potássio (metais alcalinos) contribuem para a corrosão a baixa temperatura formando compostos de baixo ponto de fusão, pdendo inclusive atacar materias refratários. A água é normalmente encontrada em todos os combustíveis, principalmente nos combustíveis sólidos, na forma de umidade, e traz duas consequências: - diminui o poder calorífico, - aumenta a temperatura do ponto de orvalho do ácido sulfúrico, aumentando os problemas de corrosão.

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2.1 - COMBUSTÍVEIS LÍQUIDOS Os combustíveis líquidos são amplamente utilizados na indústria pelas facilidades de armazenamento, operação e transporte, e os derivados de petróleo praticamente estão presentes na maioria das aplicações. A caracterização dos combustíveis líquidos compreende a medição de algumas propriedades aplicáveis a estes, as quais serão definidas a seguir. O poder calorífico de combustível, como definido no capítulo anterior é aplicável a todos os tipos de combustíveis. Propriedades de combustíveis líquidos Ponto de fulgor: é a temperatura do combustível na qual, sob a ação de uma chama escorvadora sobre a superfície líquida do mesmo, provoca uma ignição e combustão transitória. Importante propriedada para a segurança de armazenamento. Ponto de ignição: temperatura do combustível na qual a chama escorvadora provoca uma combustão continuada sobre a superfície do mesmo. Temperatura de auto-ignição: temperatura mínima de uma mistura ar/combustível na qual a combustão é iniciada e se mantém, sem a presença de uma chama escorvadora. Ponto de fluidez: temperatura mínima necessária para que o combustível se torne um fluido. Viscosidade: importante propriedade que vai determinar as temperaturas de armazenamento, bombeamento ecônomico e pulverização (atomização) para combustão. Outras propriedades de combustíveis líquidos são aplicáveis apenas a combustíveis automotivos (gasolina, óleo diesel), tais como a octanagem, o período de indução e a cetanagem, e não serão tratadas neste texto. Todas as propriedades tem normas e métodos de medição e algumas podem variar em resultado conforme o método utilizado. Derivados de Petróleo O petróleo é uma mistura de hidrocarbonetos que apresenta composição variável e dependente de fatores geológicos tais como localização da jazida, idade, profundidade, etc. Os principais elementos que constituem o petróleo são apresentados no quadro abaixo, com sua correspondente faixa de variação da composição:

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Elemento % em massa

Carbono 83 a 87

Hidrogênio 11 a 14

Enxôfre 0,05 a 8

Nitrogênio 0,1 a 1,7

Oxigênio ~0,5

Metais(Fe, Ni, V, etc.) ~0,3 Os principais constituintes orgânicos do petróleo são : - Alcanos (ou parafinas), cadeias carbônicas retas, de fórmula geral CnH2n+2 e seus isômeros. - Ciclanos (ou naftênicos), de fórmula geral CnH2n , são compostos de anéis saturados, tais como o ciclo pentano e ciclo-hexano. - Aromáticos, os quais contém o anel benzênico, e de baixo peso molecular. - Compostos sulfurados, presentes em todos os tipos de óleo cru, mas em geral, quanto maior a densidade do petróleo, maior o teor de enxôfre. - Compostos nitrogenados, presentes nas frações mais pesadas, ocasionam problemas no processamento de petróleo por envenenamento de catalizadores de processo. - Compostos oxigenados, também se concentram nas frações mais pesadas, e são responsáveis pela acidez, escurecimento e o forte odor dos derivados de petróeleo. - Compostos metálicos, são compostos organo-metálicos e também predominam nas frações mais pesadas. - Impurezas inorgânicas, ficam em solução ou suspensão na água emulsionada ou no corpo do petróleo: sais minerais, argila, areia e óbviamente a água. Os derivados de petróleo são produtos do processamento do óleo cru, bàsicamente em dois tipos de processos: - destilação atmosférica, onde grupos de frações são separadas por diferença de ponto de ebulição (ou pressão de vapor), numa coluna de destilação, - destilação à vácuo do resíduo, onde é extraído no resíduo de fundo da coluna atmosférica mais frações leves. O resíduo de destilação à vácuo é utilizado para produção de asfalto ou complementação da produção de óleo combustível, - craqueamento térmico ou catalítico, onde é possível transformar frações pesadas do óleo em frações mais leves, ajustando o perfil da produção com as necessidades de mercado consumidor. Um esquema básico de refino é apresentado na figura 1.

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A qualidade e característica do petróleo determina a faixa de extração de cada componente principal, embora os processos adicionais como o craqueamento permitam uma pequena variação do ajuste. As principais frações produzidas, em ordem crescente de densidade são as seguintes: - Gás residual - Gás Liquefeito de Petróleo - Nafta petroquímica - Gasolina - Querosene - Óleo Diesel - Óleo Combustível - Lubrificantes - Óleos residuais - Asfaltos Óleo Combustível O óleo combustível é a fração mais importante para os sistemas de aquecimento industrial, devido a seu baixo preço. Apesar de no ínicio da utilização do petróleo, frações mais leves tais como o diesel e o querosene terem sido utilizadas, atualmente, tais derivados são reservados a utilizações com maior exigência de qualidade de combustível, como os motores de combustão interna (ciclos Diesel e turbinas de aviação). A tendência atual é adequar o perfil de refino a maior produção de diesel e consequentemente,o óleo combustível utilizado

Figura 1. Esquema da destilação atmosférica de petróleo.

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pela indústria tem sua densidade e viscosidades aumentadas, além do maior teor de enxofre. A especifição básica para os óleos combustíveis são a viscosidade, o ponto de fluidez e o teor de enxôfre. A viscosidade é determinada em aparelhos que se baseiam no tempo de escoamento de um dado volume de óleo a uma temperatura constante. Os tipos de viscosímetros mais utilizados são: - Saybolt, com dois tipos: SSU Segundos Saybolt Universal e SSF, Segundos Saybolt Furol - Engler - Redwood A conversão em viscosidade cinemática, dada em centipoises está apresentada na tabela 1. As temperaturas utilizadas são as seguintes:

20 ºC

(68 F)

37,8 ºC

(100 F)

50 ºC

(122 F)

98,9 ºC

(210 F)

100 ºC

(212 F)

SSU X X

SSF X X

Engler X X

Redwood X Os óleos combustíveis apresentam várias faixas de viscosidades conforme sua classificação. Para se conhecer a viscosidade de um óleo em qualquer temperatura, é necessário conhecer-se pelo menos a viscosidade em duas temperaturas, e com o auxílio do gráfico da figura 2, traça-se uma reta que reproduz o comportamento da viscosidade em relação a temperatura para derivados de petróleo. As especificações atuais brasileiras para os óleos combustíveis são apresentados na tabela 2, sendo que análises de laboratório são apresentadas nas tabelas 3 e 4. Uma tabela de equivalencia de denominações também esta anexo.

Antiga A(BPF) D(BTE) E F GD HD GK HK GM HM

Atual 1A 1B 2A 2B 3A 3B 4A 4B 5A 5B

Antiga GN HN GP HP - - - - OC4

Atual 6A 6B 7A 7B 8A 8B 9A 9B C

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Tabela 1 – Equivalência entre viscosidades.

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Figura 2. Gráfico para determinação da curva viscosidade x temperatura

para derivados de petróleo.

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Figura 3. Gráfico típico de ponto de orvalho em função do teor de

enxofre no combustível. Tabela 2. Especificações do CNP para óleos combustíveis. Viscosidade (2)

Óleo Combustíve

l

Ponto de

fulgor em oC

Ponto de

fluidez superio r oC

Cinzas , % em peso

Teor de

enxofr e % em peso

Água e Sedimen tos %

em peso

Cinemátic a a 60oC, eSt ou

(Saybolt, Furol a 65oC, s

Cinemática a 37,8oC, cSt ou

Saybolt Universal 37,8oC, s

Mínimo Máximo Máximo Máximo Máximo Máximo Mínimo Máximo TipoA (B.P.F.)

66 (4) - 5,0 2,00 (3)

390 (185) 31,9 (150 -

TipoB (A.P.F.)

66 - - 5,0 2,00 (3)

390 (185) 31,9 (150) -

TipoC (óleo no 4)

66 (5) 0,10 - 0,50 (6)

- 2,11 (33,0)

26,0 (124)

TipoD (B.T.E.)

66 - - 1,0 2,00 (3)

390 (185) 31,9 (150) -

Tipo E 66 - - 5,5 2,00 (3)

600 (285) 31,9 (150) -

Tipo F 66 - - 1,0 2,00 (3)

600 (285) 31,9 (150) -

1) - Em vigor a partir de 02/02/82, através do Regulamento Técnico CNP 09/82. 2) - Para óleos combustíveis cuja diferença entre a temperatura de referência de viscosidade e o ponto de fluidez seja menor que 20oC, os valores da viscosidade deverão ser obtidos em temperaturas mais altas, reportando-se às temperaturas por extrapolação. 3) - A quantidade de água e sedimento exceder 1,00%, deverá ser feita a dedução da cifra total na quantidade de óleo combustível. 4) - O ponto de fluidez superior deverá ser, no máximo, igual ao indicado na tabela anexa. 5) - O ponto de fluidez superior deverá ser, no máximo, igual ao indicado na tabela anexa de 6oC. 6) - O resultado de água e sedimentos para o óleo combustível tipo “C” é expresso em % por volume. OBS.: A partir de 02/02/82, através da Resolução no 02/82, o Conselho Nacional de Petróleo

autorizou em caráter experimental, mediante acordo com o comprador a utilização do Óleo Combustível Ultra-Viscoso”. Entende-se por Ultra-Viscoso um óleo combustível com viscosidade cinemática acima de 600 cSt a 65oC (285 SSF a 65oC), sendo que as demais características atendem as especificações constantes da Resolução 1/82 que estabelece o Regulamento.

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V I S C O S I D A D E TIPOS

Ponto de

Fulgor, oC

Ponto de fluidez superior

, oC

Teor de enxofre

, % peso

Água e sedimento

% volume (1)

Saybolt Furol

a 50oC, s

Cinemática, cSt 37,8oC 60 oC

Cinza

s

Mínimo Máximo Máximo Máximo Máximo - Máximo Mínimo 1A 66 (2) 5,0 2,0 (600) - 620 - 1B 66 - 1,0 2,0 (600) - 620 - 2A 66 - 5,5 2,0 (900) - 960 - 2B 66 - 1,0 2,0 (900) - 2.300 - 3A 66 - 5,5 2,0 (2400) - 2.300 - 3B 66 - 1,0 2,0 (2400) - - - 4A 66 - 5,5 2,0 10.000 - - - 4B 66 - 1,0 2,0 10.000 - - - 5A 66 - 5,5 2,0 30.000 - - - 5B 66 - 1,0 2,0 30.000 - - - 6A 66 - 5,5 2,0 80.000 - - - 6B 66 - 1,0 2,0 80.000 - - - 7A 66 - 5,5 2,0 300.000 - - - 7B 66 - 1,0 2,0 300.000 - - - 8A 66 - 5,5 2,0 1.000.000 - - - 8B 66 - 1,0 2,0 1.000.000 - - - 9A 66 - 5,5 2,0 (sem

limite) - - - -

9B 66 - 1,0 2,0 (sem limite) -

- - -

C 66 (3) - 0,5 - 2,1, a 26,0

- 0,10

1 - A quantidade de água por destilação, mais a do sedimento por extração, não deverá exceder 2,0% (percentagem em vol.).

Uma dedução na quantidade deverá ser feita para toda a água e sedimento em excesso de 1,0%.

2 - O ponto de fluidez superior deverá ser, no máximo, igual ao indicado na tabela anexa. 3 - O ponto de fluidez superior deverá ser, no máximo, igual ao indicado na tabela anexa,

diminuído de 6oC. O teor de enxôfre é umas característica importantíssima para especificação e utilização de óleos combustíveis. Como explicado, o enxôfre ocasiona a formação de SO2 e SO3, o qual em reação com a água dos produtos de combustão dever formar ácido sulfúrico. A formação e condensação de ácido sulfúrico depende do teor de SO2 ,e consequentemente do teor de enxôfre no óleo, e da pressão parcial do vapor de água nos gases de combustão. Um gráfico típico do ponto de orvalho deo ácido em função do teor de enxôfre no óleo é apresentado na figura 3. Nem sempre está disponível dados sobre a análise elementar dos óleos combustíveis, e mesmo o poder calorífico. No caso em que não existe uma análise laboratorial, os gráficos das figuras 4, 5 e 6 auxiliam no estabelecimento da composição química elementar, fornecendo dados estimativos a partir de propriedades facilmente mensuráveis, como a densidade. O teor de enxôfre, por ser de importância fundamental na especificação dos óleos, normalmente é fornecido. Os gráficos e tabelas fornecem dados com exatidão suficiente para os cálculos de combustão industrial.

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Tabela 3. Análise de óleo combustível tipo 1 B.

MÉDIA TRIMESTRAL

ENSAIOS RESOLUÇÃO

CNP

OBS.

Água e sedimentos. %

peso

2.0 (max) 0,10 0,10 0,10 0,10

Água por destilação. %

volume

- 0,1 0,1 0,1 0,1

Densidade relativa.

20/4 C

- 1,0122 0,9932 0,0100 1,0035

Enxofre. % peso 5,5 (max) 0,96 0,75 0,7 max) 0,78

Ponto de fluidez

superior. C

- 6 6 3 9

Ponto de fulgor. C 66 (min) 76 74 68 66

Viscosidade SSF a 50 C 600 (max) 600 600 600 600

cSt a 60 C 620 (max) - - - -

Poder calorífico

inferior. kcal/kg

- 9880 9880 9880 9880

Poder calorífico

superior. kcal/kg

- 10470 10470 10470 10470

*Dados obtidos por

extrap. Ensaio a 65 C

Figura 4. Relação entre peso específico do óleo combustível e seu teor de hidrogênio.

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Figura 4. Relação entre peso específico do óleo combustível e seu teor de hidrogênio. Tabela 4. Análises típicas de derivados de petróleo. ANÁLISES TÍPICAS

Querosene

Diesel

OC-4

BPF

BTE

E

F

Densidade 20/4oC

0,801

0,829

0,892

0,978

0,946

0,998

0,958

Ponto de Fulgor, oC

41

-

80

90

88

95

97

Viscosidade CIN 20oC, cSt

2,0

2,99

-

-

-

-

-

Viscosidade SSU 100oF

32

36

39,4

15420

15230

23060

22000

Viscosidade SSF 122oF

-

-

-

520

502

790

775

Viscosidade SSF a 65oC

-

-

-

173

170

280

278

Ponto de Névoa, oC

-

2

-

-

-

-

-

Ponto de Fluidez, oC

-

-

0

12

14

12

12,5

Índice de Cetano

-

56

-

-

-

-

-

Enxofre % Peso

0,06

0,92

1,5

4,0

0,85

4,1

0,76

Poder Calorífico Superior

46420 kJ/kg 110940 kcal/kg

45832 kJ/kg 10954 kcal/kg

44857 kJ/kg 10721 kcal/kg

43270 kJ/kg 10327 kcal/kg

43501 kJ/kg 10397 kcal/kg

43103 kJ/kg 10397 kcal/kg

43865 kJ/kg 10484 kcal/kg

Poder Calorífico Inferior

43406 kJ/kg 10374 kcal/kg

42944 kJ/kg 10263 kcal/kg

40867 kJ/kg 9.976 kcal/kg

41186 kJ/kg 9844

kcal/kg

40935 kJ/kg 9784

kcal/kg

40935 kJ/kg 9784

kcal/kg

41388 kJ/kg 9892

kcal/kg

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Figura 5. Relação entre Poder Calorífico, densidade relativa, teor de

enxofre e carbono/hidrogênio para óleos combustíveis.

Figura 6. Relação entre a densidade de um óleo combustível à temperatura T e sua densidade à 15 ºC.

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Outros derivados, além dos óleos combustiveis, apresentam, aplicações específicas e algumas propriedades típicas estão disponíveis na tabela 4, e do álcool combustível na tabela 5. Tabela 5. Características Técnicas do Álcool Etílico No quadro apresentam-se as características do álcool etílico hidratado e anidro, comparando-o com a gasolina e álcool metílico.

Propriedade Gasolina

Etanol Anidro

Etanol Hidratado

Metanol Anidro

Fórmula química

(CH)x

C2H5OH

C2H5OH 19H2O

CH3OH

Peso molecular

144

46

-

32

Densidade a 20oC

0,73

0,79

0,81

0,79

Relação estequiométrica ar / combustível

15,2/1

9,0/1

8,3/1

6,45/1

% Carbono em peso

84,0

52,0

-

37,5

% Hidrogênio em peso

16,0

13,0

-

12,5

% Oxigênio em peso

-

35

-

50

Início temp. Ebulição oC

40,0

78,3

78,2

65

Término temp. de ebulição oC

250

78,3

78,2

65

Calor latente de vaporizacão kcal/kg

90

216

237

270

Temp. de auto-ignição oC

367

550

580

570

Poder calorífico inferior kcal/kg

10 500

6 400

5 952

4 600

Calor de combustão da mistura quimicamente correta kcal/litro

0,860

0,815

0,815

0,760

Índice de octano método Research

73

106

110

110

Índice de octano método motor

73

89

92

90

Índice de octano calculado

73

158

162

160

Fator de acréscimo do número de moléculas durante a combustão

1,055

1,063

1,077

1,061

Efeito de superalimentação

1,68%

7%

9%

14%

Graus GL (%Volume)

-

99,5

95

99,5

Graus INPM (%peso)

-

99,2

93,5

99,2

(extraído de “Os Motores de Combustão Interna” - Paulo Penido Filho, lemi, Belo Horizonte

1983).

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2.2 - COMBUSTÍVEIS GASOSOS Os combustíveis gasosos tem aumentado sua aplicabilidade na industria nacional, respondendo a demanda por fontes de energia mais limpas e eficientes. A limitação de seu crescimento está na disponibilidade e distância dos centros consumidores pela sua maior dificuldade de transportes. Gás Liquefeito de Petróleo é importante combustível, tanto de aplicação industrial como doméstica. Gás Natural tem sido explorado recentemente, porém, deve ser transportado por gasodutos, o que dificulta sua maior utilização, dada a necessidade de investimento em infraestrutura. Outros gases, tais como, os gases manufaturados de nafta são produzidos e distribuidos localmente por rede de tubulações, além de gases residuais de refinaria, que tem aproveitamneto restrito as proximidades desta. Propriedade de combustíveis gasosos: Algumas propriedades importantes necessitam ser conhecidas para os combustíveis gasosos. A composição química pode ser fácilmente determinada através da análise laboratorial, em cromatógrafos químicos. O poder calorífico é normalmente dado em termos de energia/volume, relativa a determinada condição de Temperatura e Pressão. Em alguns casos pode ser fornecido em termos de energia/massa. Densidade relativa: é a densidade do gás relativa ao ar nas mesmas condições de temperatura e pressão. Número de Wobbe: é uma relação entre poder calorífico e densidade relativa dada pela equação:

W PCi dr

=

A importância do número de Wobbe está ligada a intercambiabilidade de gases para uma mesma aplicação ou queimador. Observe que a relação de Poder Calorífico e a raiz quadrada da densidade relativa tem a ver com a quantidade de energia (por volume) que é possível passar por determinado orifîcio com a queda de pressão correspondetne. Em outras palavras, no que se refere a potencia de um dado queimador, gases com o mesmo número de Wobbe vão apresentar o mesmo desempenho energético. Velocidade de chama: é a velocidade de uma frente de chama de uma mistura ar/combustível, efetuada sob determinas condições. O conhecimento de parâmetros de velocidade de chama é útil também para a intercambiabilidade dos gases, no sentido de se garantir a estabilidade de combustão em queimadores. Dois fenômenos podem ocorrer em queimadores de gás: - o descolamento da chama, quando a velocidade da mistura não queimada é maior que a velocidade de chama, e

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- o retôrno de chama, quando a velocidade de chama é maior que a velocidade da mistura ar/combustível. Ambos podem trazer consequencias desastrosas aos equipamentos e um queimador de gás deve ser projetado para determinadas faixas de velocidades de chama para se garantir a estabilidade. Diversos métodos existem para a medição de velocidade de chama, porém nenhum destes reproduz com exatidão uma situação operacional. A velocidade de chama varia com a temperatura da mistura, a relação ar/combustível e com o padrão de fluxo, se laminar ou turbulento. As medidas de velocidade de chama em laboratório são feitas quase sempre nos regimes laminares, mas a maioria dos equipamentos industrias operam com combustão turbulenta . De qualquer maneira, o conhecimento da velocidade de chama em laboratório dá uma medida qualitativa do combustível. A fim de se utilizar este conceito o índice de Weaver, dá uma medida da velocidade de chama em relação ao hidrogênio, adotado como gás padrão. O índice de Weaver é definido como:

S V V

gas

H

= 2

Uma mistura de gases tem seu índice de Weaver calculada da seguinte forma:

S aF bF iF A z Q

a b i= + + + + − +

L

5 18 8 1,

onde: Fi : coeficiente de velocidade chama a,b,...i: frações molares dos constituintes A : relação ar/combustível volumétrica e estequiométrica da mistura z : fração molar dos inertes no combustível Q : fração molar do oxigênio no combustível A tabela abaixo apresenta o coeficiente para alguns gases:

Gás F

H2 338

CO 61

CH4 148

C2H6 301

C3H8 398

C4H10 513

C2H4 454

C8H6 674

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Gás Liquefeito de Petróleo A aplicação industrial de GLP tem sido feita em processos em que a limpeza é fundamental, tais como em fornos alimentícios, matalurgia e cerâmica fina. O GLP é uma mistura de frações leves de petróleo na faixa de 3 e 4 carbonos na cadeia. Para efeitos práticos de combustão pode ser considerado como uma mistura em partes iguais de propano e butano. Um resultado médio de diversas análises é dado na tabela a seguir:

composição em massa %

etano 1,0

propano 30,6

propeno 20,7

butano 32,9

buteno 14,7

PCS (kcal/Nm3) 22600

PCI (kcal/Nm3) 21050

densidade (kg/Nm3) 2060

massa molecular média

48,79

Gás Natural A exploração do gás natural pode ser feita através da produção do " gás associado" a um poço de petróleo, com frações de gás leves que justifiquem seu aproveitamento, ou em bacias produtoras de gás natural. Sempre há produção de gases associados a exploração do petróleo. Quando a produção de gás é pequena, ou o centro consumidor está muito distante, o gás é queimado localmente em chamas abertas na atmosfera (flare). Gás natural é basicamente metano, com algumas parcelas leves de etano e propano. Sua composição pode variar de local a local. Algumas composições de gás natural em diversas bacias mundiais são apresentados na tabela 6. Gases manufaturados Gases são fabricados a partir de diversos combustíveis como carvão mineral, nafta e lenha. A composição varia principalmente em relação ao processo de fabricação e síntese e em relação a matéria prima. As tabelas 7, 8 e 9, a seguir, apresentam alguns dados sobre gases manufaturados de carvão, lenha e nafta petroquímica.

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Tabela 6. Gás Natural

Componentes % volume

Localidade

Campo

M

E

Pr

B

Pe

Hx

CO2

O2

N2

PCS MJ/Nm3 (seco)

Densid ade

Argentina

Comodoro Rivadávia

95

4

-

-

-

-

-

-

1

38,50

0,576

Canadá (Alberto)

Turner Vallei

87,02

9,15

2,78

0,35

-

-

0,24

-

0,45

41,89

0,635

Chile (Terra do Sol)

Charnasci lla

90,03

5,00

2,13

1,05

0,48

0,31

-

-

-

45,05

0,647

Arábia Saldita

Air Dar

27,80

26,10

18,40

8,20

2,60

1,70

9,80

-

H2S 5,20

63,87

0,755

Rússia

Suretou

93,20

0,70

0,60

0,60

0,50

-

-

-

4,40

39,62

0,605

Venezuela

Santa Rosa

76,70

9,79

6,69

3,26

0,94

0,72

1,90

-

-

48,62

0,768

Venezuela

La Pica

90,20

6,40

-

-

-

-

0,10

0,30

3,00

39,62

0,601

Observação: M = Metano E = Etano Pr = Propano B = Butano Pe = Pentano Hx = Hexano

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Tabela 7 - Gases manufaturados de carvão.

gás de baixa

temperatu ra

gás de retorta horizonta

l

gás de retorta cont. vert.

gás de retorta cont.

vert. com vapor

gás de forno de carvão coque

Composição, % vol. O2

0,5 0,4 0,4 0,4 0,4

CO2 4 2 3 4 2 C4H10

5,5 3,5 3 2 2,6

CO 4 8 9 18 7,4 H2 30 52 53,6 49,4 54 CH2 52 30 25 20 28 N2 4 4 6 6,2 5,6

Composição assumida

CnHm C4H8 C2,5H5 C2,5H5 C1H5 C2,5H2 CH4 C1,25 CH4 CH4 CH4 CH4

Densidade relativa ao ar

0,62 0,40 0,43 0,48 0,38

Ar teórico, vol/vol

8,235

4,904 4,708 4,060 4,572

Gases produtos teóricos

CO2 vol/vol 0,950 0,490 0,490 0,500 0,439 H2O vol/vol 1,690 1,210 1,156 0,974 1,165 N2 vol/vol 6,545 3,917 3,779 3,269 3,667 Total úmido 9,185 5,617 5,425 4,743 5,271 Total seco 7,495 4,407 4,269 3,769 4,106

Gases produtos teóricos %

volume

CO2 10,3 8,7 9,0

10,5

8,3

H2O 18,4 21,5 21,3

20,3

21,1

N2 71,3 69,8 69,7 69,0

69,6

Ponto de orvalho, oC dos gases de

exaustão

59

62

62

61

63

Poder calorífico superior BTU/ft3 889,0 559,8 540,0

471,1 525,1

inferior BTU/ft3 804,5 499,3 482,2 420,2

466,9

30 in Hg 60oF saturado

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Tabela 8 -Composição típica de gás de lenha com umidade de 15 a 22%.

composição % volume

CO

H2

CH4

H2O

CO2

N2

18

15

1

12

10

44

PCI (kcal/Nm3) ~1000 Tabela 9 -Composição típica de gás de lenha com umidade de 15 a 22%.

composição % volume

CO

H2

CH4

H2O

CO2

N2

18

15

1

12

10

44

PCI (kcal/Nm3) ~1000 2.3 - COMBUSTÍVEIS SÓLIDOS Os principais combustíveis sólidos são a lenha e o carvão mineral. Este tem importância grande na produção de energia térmica e elétrica na Europa, mas no Brasil está restrito a região Sul, proximos aos centros produtores. A lenha tem grande importância no Brasil, dada ao seu potencial de utilização. Algumas propriedades devem ser conhecidas nos combustíveis sólidos: Análise imediata: São determinados alguns parâmetros relacionado com a utilização do combustível: - Carbono fixo - Material volátil - Cinzas - Umidade - Enxôfre total

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A matéria volátil é a parte do combustível que se separa em forma gasosa durante o aquecimento do mesmo. É composto de hidrocarbonetos eventualmente presentes na estrutura sólida e outros gases, que são formados num processo de pirólise, tais como o hidrogênio, monóxido de carbono e metano. O teor de voláteis tem influência no comprimento de chama, no acendimento e no volume necessário da fornalha. O carbono fixo é o resíduo combustível deixado após a liberação do material volátil. Compões-se principalmente de carbono, embora possa conter outros elementos não liberados durante a volatilização. As cinzas englobam, todos os minerais incombustíveis e é composta basicamente de óxidos, tais como a alumina, óxido de cálcio, óxido de magnésio, etc. A umidade presente no combustível sólido é importante para determinação de seu poder calorífico inferior. Carvão Mineral O carvão mineral brasileiro é utilizado principalmente na produção de energia termoelétrica e na indústria cimenteira. Devido ao seu alto teor de cinzas e enxôfre, não é muito utilizado industrialmente, a não ser nas localidades próximas a minas produtoras. As principais propriedades de carvões brasileiros são apresentados na tabela 10. Tabela 10. Propriedades dos carvões nacionais. Procedência C

% S %

H2 %

N2 %

O2 %

Cinzas %

Umidade %

Mat. Volátei

s %

PCS kcal/k

g

Butiá

42,88

1,35

-

-

-

13,59

11,51

32,02

-

Jacuí

49,82 0,85 - - - 21,18 9,58

19,42

-

Tubarão

40,79 1,10 - - - 28,21 1,90

29,10

-

Crisciuma

46,90 1,63 - - - 23,64 1,50

27,96

-

RGS

46,0 12,99 4,05 0,29 9,27 27,4 11

-

4750

Paraná

56,6 2,0 3,11 0,80 17,73 25,76 15

-

6340

Sta. Catarina

51,8 3,6 3,34 0,52 7,58 33,09 10

-

6310

Cabo Frio (a)

20,5 - - - - - 15,8

42,0

2895

Cabo Frio (b)

17,6 - - - - - 13,2

49,5

3470

Rezende

12,6 - - - - - 12,0

33,2

2520

Obs.: Os quadros em branco representam propriedades não avaliadas.

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Lenha É um combustível amplamente utilizado no Brasil, tanto em aplicações domésticas como em aplicações industriais para geração de vapor, principalmente em pequenas unidades produtoras. É caracterizada por baixo teor de cinzas, ausencia total de enxôfre e umidade variável, a qual depende do tempo e método de aramzenagem. A lenha quando cortada possui por volta de 50% de umidade. Estocada ao ar livre, em toras empilhadas, atinge a umidade de equilíbrio dentro de 3 a 6 meses, a qual, dependendo da umidade relativa do ar é por volta de 15 a 25%. A análise elementar da lenha varia pouco com o tipo de árvore, e isto é uma regra geral para todo material celulósico. Algumas propriedade são apresentadas nas tabelas a seguir. O poder calorífico inferior vai depender muito do teor de umidade. A variação do PCS quanto ao tipo de madeira também não é muito grande. Composição média da lenha sêca:

Elemento C H O N cinzas

% massa 50,2 6,1 43,4 0,2 0,2

Poder Calorífico Superior: 4.400 kcal/kg

% água 50 35 10

PCI (kcal/kg) 1990 2770 4070 Bagaço de cana O bagaço da cana-de-açucar é o combustível das usinas de açucar e alcool e utilizado localmente, logo após a moagem da cana. As modernas usinas não consomem todo o bagaço produzido e o excedente pode ser fornecido a terceiros, "in natura" ou sêco e enfardado. O bagaço é queimado diretamente com 50% de umidade, como vem da colheita. A composição elementar é muito semelhante a lenha e suas propriedades podem ser tomadas como similares, exceto é claro, quanto a sua forma física. Outros combustíveis sólidos vegetais, geralmente resíduos de produção agro-industriais são utilizados ocasionalmente, e lista de alguns com propriedades típicas é apresentado na tabela 11.

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Tabela 11. Propriedades de diversos combustíveis sólidos vegetais.

Composição elementar média para cálculos. biomassa Componente

% base seca (b.s.)

Cinzas

C H O N S Cl casca de arroz 41,0 4,3 35,9 0,5 18,3 borra de café 57,9 7,1 29,9 2,4 2,7 bagaço de cana 44,8 5,4 39,5 0,4 0,1 9,8 serragem 48,9 5,8 43,3 0,3 0,1 1,6

. Análise imediata, base seca.

Biomassa %Voláteis %Cinzas %C fixo Bagaço 73,8 11,3 15,0 de cana 82,0 3,0 15,0 Casca 65,5 17,9 16,7 de arroz 69,3 13,4 17,3 Serragem 81,6 1,1 17,3

Análise elementar.

Biomassa % C % O % H % N % S % Cl % Res.

obs.

Casca 41,0 35,9 4,3 0,4 0,0 0,1 18,3 de 38,5 39,8 5,7 0,5 0,0 15,5 base seca arroz 39,3 37,1 4,9 0,5 0,1 0,2 18,0 Borra de 59,5 30,7 7,3 2,5 base seca café 56,2 34,1 7,1 2,4 0,2 sem cinzas Bagaço cana 44,8 39,6 5,3 0,4 0,1 9,8 base seca Serragem 48,3 45,1 5,9 0,2 0,1 0,4 base seca

. Poder calorífico (MJ/Kg, base seca). Biomassa PCS PCI desvio Casca 16,1 15,3 de 15,7 arroz 15,6 13,0 0,2 Bagaço 17,3 16,2 de 19,1 17,9 cana 16,7 14,4 0,3 Borra 26,9 25,2 de 24,3 café 21,8 19,1 0,5 Serragem 18,0 14,3 0,7

(*) Análise feita no Laboratório de Combustíveis do DETF - FEM - UNICAMP. Análise imediata (*).

Biomassa Carbono fixo % b.s.

voláteis % b.s.

cinzas % b.s.

umidade % b.u

Casca de arroz 12,0 72,2 15,8 10,0 Bagaço de cana 9,2 86,4 4,4 6,4 Borra de café 13,9 83,5 2,6 5,7 Serragem 15,2 84,2 0,6 12,9

(*) Análise feita no Laboratório de Combustíveis do DETF - FEM - UNICAMP.

EXERCICIOS CAP. 2 Uma caldeira está operando com óleo combustível com 1% de enxôfre e tem temperatura de saída média dos gases de 180 ºC. Ao se analisar a possibilidade de se utilizar óleo com 5% de enxôfre, de custo menor, enumere os possiveis problemas que poderiam surgir. Caldeira queimando óleo combustivel com 1,0% de enxôfre tem temperatura de saída dos produtos de combustão da ordem de 155 ºC. Supondo que seja ofertado um óleo de menor custo, com 4% de enxôfre, qual (ou quais) possíveis fatores que poderiam inviabilizar econômicamente a troca pelo combustível mais barato? Calcular o Poder Calorífico Inferior de uma mistura 65% óleo/ 35% carvão, com as seguintes características: óleo combustível: densidade relativa 0,95 2,5% enxôfre carvão mineral: jazidas de RGS* Para diminuir a viscosidade de óleos residuais, está sendo testado uma emulsão de água + óleo, com 25% de água em massa. Determine o poder calorífico inferior desta mistura. Óleo, PCS= 9.800 kcal/kg, 10% H em massa. Determine o Poder Calorífico Inferior (base úmida) de bagaço de cana com 46% de umidade (b.u.). Dados: Bagaço PCS (b.s.)= 4400 kcal/kg Bagaço PCI (b.s.) = 4090 kcal/kg Determine a composição dos produtos de combustão (base seca) para queima de óleo combustível com 2,5% de enxofre e densidade relativa 0,97, utilizando-se 35% de excesso de ar. Calcule o PCI de uma emulsão de óleo vegetal, com 45% de água (b.u), dados. óleo PCS 9421 kcal/kg PCI 8812 kcal/kg

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cap 3 - QUEIMADORES A função do queimador é o de fazer com que o combustível e o oxidante fiquem em contato o tempo suficiente e à temperatura suficiente para ocorrer e completar a reação de combustão. Uma vez que a maioria das reações de combustão acontecem na fase gasosa, o contato eficiente depende de: Tempo, Temperatura e Turbulência. Em geral os queimadores não podem ser considerados isolados do forno pois os arredores obviamente vão ter um efeito sobre a quantidade de calor perdida pela chama, consequentemente sobre a sua temperatura, sobre o tempo em que os gases da chama são mantidos na zona de combustão e, sobre a recirculação do gás. Considere as paredes da câmara de combustão fechada e fria, a chama vai perder calor rapidamente e sua temperatura pode ser tão reduzida que a queima cessa antes que se complete. Isto vai acontecer por exemplo, quando um forno é ligado frio. Outro resultado de uma câmara de combustão fria será o alongamento da chama por causa das reações químicas mais lentas em temperatura reduzida. Do mesmo modo, paredes refratárias quentes vão irradiar o calor de volta para a chama, aumentando sua temperatura e a intensidade de combustão, dando uma chama menor e mais intensa. De maneira semelhante, se o calor é irradiado para a base da chama ele vai reduzir a zona de pré-aquecimento, novamente aumentando a intensidade da combustão. Enquanto que a turbulência inicial pode ser gerada pelo queimador, seu desenvolvimento pode ser alterado pela proximidade das paredes da câmara. Além de fazer uma boa mistura do combustível e do oxidante , a turbulência tem o efeito de fazer com que os gases quentes e os intermediários da combustão retornem para a zona de ignição, com a consequente redução no tempo de ignição. A maneira de introdução do ar secundário também pode afetar a forma, intensidade e estabilidade da chama. Se o ar secundário é adicionado com alta turbulência, isto aumentará a turbulência dando uma chama menor e mais intensa a ignição mais estável. Se o ar secundário é adicionado rápido demais a uma chama que queima devagar, ele pode ter um efeito de esfriamento brusco e portanto o ar secundário é normalmente adicionado em etapas. Do mesmo modo, o ar secundário em excesso pode ter um efeito de esfriamento em qualquer chama. Este efeito pode ser reduzido se usarmos ar secundário quente. A combustão de gás de óleo vaporizado, óleo pulverizado ou sólido pulverizado, pode ser considerada semelhante no aspecto que a combustão ocorre na fase gasosa. A combustão de combustíveis sólidos tanto nos leitos fixos como nos fluidizados depende mais da transferência de massa sólido/gás do que da mistura na fase gasosa.

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3.1 - QUEIMADORES DE GASES Os gases podem ser classificados em termos de velocidade da chama e do índice de Wobbe para propósitos de projeto do queimador. O índice de Wobbe é uma medida de energia do gás que passa através de um determinado orifício com uma determinada queda de pressão. Os gases combustíveis são frequentemente divididos em três grupos: Tabela 3.1 - Grupos de índice de Wobbe

Grupo Índice de Wobbe (MJ/m3)

velocidade de chama

A/C (vol) exemplo

1 24,4 - 28,8 alta 3~4 gás de rua

2 48,2 - 53,2 baixa 7~8,5 gás natural

3 72,6 - 87,6 baixa ~25 GLP Além desses gases distribuídos, existem os gases de baixo poder calorífico (gás de gasogênio) que são produzidos e queimados no mesmo local. Estes podem ser produzidos para utilização num processo perto do local de produção, ou serem produtos secundários de outros processos como por exemplo o gás de alto forno ou gás de forno de coque. Os gases de baixo poder calorífico tem uma grande relação de volume/energia para serem economicamente distribuídos. O gás do gasogênio caiu em desuso na década de 50 e nas últimas décadas voltou com um papel maior em alguns países, incluindo o Brasil. Por causa da grande disponibilidade de gás natural, há uma tendência mundial em deslocar-se os gases do grupo 1 para o grupo 2. Devido aos altos índices de Wobbe, a capacidade de um sistema de distribuição em unidades de calor é aumentada através da mudança de gases do grupo 1 para o grupo 2. Onde o gás natural não é disponível há tendência de produzir gases baseados em metano, extraídos do carvão ou do óleo. O metano tem uma razão ar de combustão/volume combustível cerca de duas vezes a do gás de carvão. Assim, o gás vai precisar de uma velocidade maior para arrastar seu ar de combustão do que aquela exigida pelo gás de carvão. No caso de GLP a velocidade de chama é semelhante à do metano, mas o poder calorífico por volume e a razão ar/combustível por volume serão maiores. Tipos de queimadores de gases Podemos classificar os queimadores de gás em 3 tipos básicos, conforme a maneira em que é misturado o ar e o gás combustível: - queimadores de chama de difusão - queimadores com pré-mistura - queimadores com bicos de mistura (ou de mistura direta).

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Queimadores com chama de difusão Num queimador de chama de difusão o gás sai do bico para a zona de combustão com velocidade suficiente para arrastar dos arredores seu ar de combustão e dar uma chama da intensidade exigida. Alguns queimadores, especialmente os de pequenos tamanhos, dão uma chama permitindo uma grande área para a difusão do ar, e portanto, uma chama muito intensa. Quando os gases do grupo 2 ou 3 são empregados num queimador de difusão, a tendência é a chama se apagar na saída antes que ela possa arrastar uma quantidade útil de ar. Nêste caso, utiliza-se então estabilizadores de chama na forma de jatos piloto que fornecem calor e espécies ativas para a base da chama, ou na forma de promotores de recirculação que fornecem calor e intermediários de cadeia para a base da chama principal, o que permite que a estabilidade da chama seja mantida com valores úteis de fluxo de gás. As chamas difusoras são usadas em queimadores pequenos porque elas são estáveis, silenciosas, tem boa faixa de controle e não requerem um ajuste de entrada de ar e de gás. Alguns tipos de queimnadores de difusão são mostrados na figura 1.

Figura 1. Alguns tipos de queimadores de difusão

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Queimadores com pré-mistura ou ventilados O tipo básico do queimador com pré-mistura é representado pelo queimador Bunsen (figura 2), e este é apropriado somente para uso em pequeno tamanho por causa da possibilidade de retorno de chama dentro do tubo em queimadores maiores. A pressão do gás através de um orifício, arrasta o ar para o tubo de mistura. Com a pressão do gás encanado (ou GLP na pressão reduzida), apenas 50% do ar de combustão é arrastado; o restante precisa ser fornecido como ar secundário. Queimadores de barra (figura 3), são queimadores do tipo Bunsen, com orifícios múltiplos. Utilizando cerâmica porosa ou perfurada ou tela na boca do queimador, pode-se realizar a combustão na superfície.

Os queimadores com pré-mistura geralmente estão disponíveis em tamanhos pequenos, mas também podem ser usados em grupos e queimadores de barra para caldeiras, fornos de fundição de metal, etc. A aplicação típica de queimadores pré-misturados é em fogões domésticos e industriais. A velocidade da chama de um gás tem considerável efeito sobre o projeto do queimador; com um gás de chama de alta velocidade é fácil produzir-se uma chama estável, mas o retorno de chama pode ser um problema, e em alguns queimadores maiores podem levar a detonações perigosas. Em geral os gases com chama de alta velocidade vão conter alta porcentagem de hidrogênio, por exemplo, gás de rua, de carvão ou de

Figura 2. Queimador tipo Bunsen. Figura 3. Queimador de barra com

pré mistura

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nafta. Gráficos de estabilidade de chama (diagrama fuidge) estão representados na figura 4.

Figura 4. Diagrama Fuidge.

Com o gás cuja chama é de baixa velocidade, o retorno da chama já não é um problema sério, mas os limites de inflamabilidade (relação ar/combustível) ficam mais próximos e a saída da chama se torna um problema importante. Um gráfico de predição da estabilidade de chama é mostrado na figura 5.

Figura 5. Diagrama de predição de chama

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Queimadores com bicos de mistura (Nozzle Mix Burners) São aqueles em que o gás e o ar são misturados no ponto em que ocorre a combustão (figura 6). Geralmente estes queimadores são empregados em grandes capacidades à medida em que não há nenhuma possibilidade de retorno de chama. Os queimadores com bicos de mistura podem ser do tipo de registro, onde a combustão ocorre na saída do queimador, ou do tipo de queimadores em túnel onde a combustão ocorre num tubo refratário.

Figura 6. Queimador com bico de mistura

Queimadores de registro O queimador de registro simples consiste em um injetor de gás rodeado por uma entrada de ar e a combustão ocorre na frente do queimador. Normalmente é necessário um dispositivo de estabilização de chama, como por exemplo, nas pequenas unidades, uma grade estabilizadora. Nas unidades grandes, a turbulência, um obstáculo ou a forma da câmara de combustão podem ser utilizadas para fornecer a estabilização da chama. As posições da entrada de ar e do gás podem ser trocadas (não é comum), ou pode haver entradas múltiplas de gás ou de ar. O queimador de registro tanto de tamanho pequeno como de tamanho grande, pode ser adaptado para queimar dual de óleo e gás (figura 7).

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Figura 7. Queimador DUAL óleo e gás.

Queimadores em túnel Nos queimadores de tunel a combustão ocorre dentro de um túnel refratário. Este queimador se parece com um queimador de pré-mistura que opera numa condição permanente de retorno de chama. O túnel refratário incandescente minimiza a perda de calor da chama, e portanto,

Figura 8. Combinação de injetor e câmara de combustão.

intensifica a combustão. São em geral, com a pressão do gás regulado para pressão atmosférica ("Zero Governed") com injetor que controla a relação de ar/combustível e o fluxo de gás é induzido pela pressão do ar (figura8).

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A forma do túnel utilizado pode alterar a eficiência da perda de pressão do queimador. As mudanças na contrapressão do forno podem fazer necessário uma pequena pressão positiva de gás. Em geral, o acendimento dos queimadores em túnel é difícil. Um método empregado é o de acender a mistura entre o injetor e o túnel e deixar a chama prosseguir para dentro do túnel onde ela se estabiliza. Queimadores a gás por radiação Podem ser do tipo de chapa radiante, em que o gás/ar pré- misturado sai passando às costas de um ladrilho poroso ou perfurado (figura 9). Os queimadores com cuba radiante em que a chama incide sobre uma telha em forma de cuba, altenativamente, um tubo aquecedor radiante que pode ser simples ou com um sf terminal, pode ser usado para dar um aquecimento indireto. A proporção de calor radiante para o calor convectivo, emitido por um aquecedor radiante direto, raramente é mais do que 15%. O principal emprego dos tubos aquecedores por radiação é quando a contaminação do material com os produtos da combustão não é desejado. Temperaturas até 1500 ºC na superfície são obtidas com tubos de cerâmica.

Figura 9. Queimadores típicos de radiação, a gás.

SEGURANÇA E CONTROLE DOS QUEIMADORES A GÁS Pode ser visto no diagrama da figura 10 que os gases que contém hidrogênio, apresentam maior risco de ignição, tendo chamas de altas velocidades e maiores limites de inflamabilidade. O diâmetro de esfriamento, diâmetro mínimo do tubo em que uma chama vai atravessar sem se extinguir, mostra uma variação semelhante.

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Tabela 1 - Diâmetro de esfriamento de diversos gases

com Ar com Oxigênio

Metano 1 cm Estes valores

Propano 1 cm são aproxima-

Butano 1 cm damente a me-

Gás de rua 0,5cm tade

Hidrogênio 0,4cm É claro que uma chama misturada anteriormente é perfeitamente segura, desde que o diâmetro do tubo de mistura não exceda o diâmetro de esfriamento. Num tubo de diâmetro maior, um aparelho corta chama que consista em diversos tubos de diâmetro pequeno, um grupo de tubos, ou um pacote de metal enrolado, vai impedir a travessia da chama. Mas na medida em que frente de chama avança dentro de um tubo, ela pode acelerar e formar uma onda de denotação que não vai ser parada por um corta chama. Portanto, o corta chama deve estar na boca do tubo de mistura.

Figura 10. Diagrama de velocidade de chama adiabática horizontal pré

misturada de diversos gases, nas condições normais. Regras de segurança bem óbvias são aplicáveis aos queimadores a gás (e em menor extensão, à maioria dos outros tipos de queimadores). A ignição nunca deve ser feita quando pode haver um volume considerável de mistura combustível na câmara de combustão, causado por:- - Vazamento de gás durante os períodos de inatividade; - Uma tentativa de ignição sem sucesso;

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- Perda de combustão. Num queimador novo, ou depois que a manutenção tenha sido feita, as linhas de conexão vão conter ar, portanto, a mudança para o gás pode envolver uma mistura combustível num dado ponto. Todas as linhas deveriam ser purgadas antes do funcionamento, tanto com:- - Um gás inerte - Gás de combustão escapando através de um corta chama ou através de um maçarico de bico menor do que o diâmetro de esfriamento. Ao promover ignição numa câmara de combustão deve ser observado as seguintes operações: 1) Purgue com ar para remover o gás de combustão da câmara; 2) Verifique o funcionamento do sistema de ignição; 3) Ligado o piloto ou o gás principal de baixa porcentagem, verifique a presença da chama; 4) Ligar a chama principal na potência normal. Verifique a presença da chama. Se alguma vez correr o apagamento da chama, o fluxo de gás deve ser interrompido e a câmara de combustão deve ser purgada com ar. Então o ciclo de ignição deve ser recomeçado. Nos queimadores industriais esta sequência de segurança é automática. A presença de chama pode ser detectada por: - sensor de ionização; - célula fotoelétrica (I.R. ou U.V.) QUEIMADORES DE ÓLEO Em geral, os queimadores a óleo são semelhantes aos queimadores a gás, pois são feitos para queimar o óleo na fase de vapor. Isto se aplica para a combustão de gasolina, querosene ou óleo destilado, os quais podem ser vaporizados diretamente do líquido, ou via um pulverizador que produz gotículas que são totalmente vaporizados antes de entrarem na zona de combustão. Para os óleos combustíveis mais pesados a vaporização é lenta e na maioria dos casos deixa um resíduo sólido que na temperatura de combustão deve ser carbono. Dependendo da viscosidade do óleo, a proporção vaporizada será maior ou menor; além disso vai haver o craqueamento que irá produzir um resíduo de carbono, o qual apresenta queima lenta, fazendo que a chama se torne luminosa e de grande emissividade. Para muitos propósitos, especialmente em fornos metalúrgicos, a alta radiação da chama é vantajosa. Quando a transferência térmica convectiva é utilizada, prefere-se em geral uma chama não luminosa. A viscosidade dos óleos mais pesados e de alcatrões combustíveis é tão elevada que eles tem de ser aquecidos até 100 a 200 ºC (dependendo do tipo) antes que possam ser bombeados ou pulverizados. O aquecimento do líquido e temperaturas mais altas que 260 ºC pode causar mudanças na estrutura do combustível com craqueamento e formação de carbono.

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QUEIMADORES PULVERIZADORES Os queimadores pulverizadores são disponíveis em tamanhos de cerca de 15 kw para cima. Uma desvantagem dos tamanhos menores é o pequeno tamanho do orifício de controle do fluxo ou jato atomizador que é necessário, com consequente risco de entupimento. Os pulverizadores podem ser divididos em três tipos: - Jato de pressão com fluxo constante ou fluxo variável; - Pulverizador de 2 fluídos para pressão baixa, média e alta. - Copo rotativo; Queimador a jato de pressão O queimador a pulverização mecânica ou jato de pressão produz gotículas de combustível pela passagem do óleo num pequeno orifício. As gotículas são formadas pela alta velocidade do jato de óleo saindo do orifício de encontro a massa de ar ambiente. De modo geral, quanto maior a velocidade relativa entre líq uido e ar, menor deve ser o tamanho médio das gôtas. O pulverizador a jato por pressão é provavelmente o tipo mais usado, sendo que suas desvantagens são as de requerer boa filtragem do combustível nos tamanhos menores e que devido ao fluxo ser proporcional a P1/2 e o tamanho da gotícula a 1/P, ele é inflexível na variação do fluxo se o tamanho da gotícula tiver que ser mantido. Os métodos para se superar isto são: - nas unidades pequenas, controle "liga/desliga", - nas unidades maiores, pode ser usados os jatos múltiplos controlando a taxa de potência, variando-se a quantidade de pulverizadores em uso.

Figura 11.Queimador a óleo com atomização mecânica.

Existem alguns tipos de pulverizadores a jato de pressão com recirculação de óleo ou com orifício variável que pode dar uma faixa de variação de fluxo maior, sem mudança dos tamanhos das gotas. O uso

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destes não é muito comum. Um exemplo de pulverizador a jato de pressão é mostrado na figura 11 Pulverizador de 2 fluídos. Os pulverizadores de 2 fluidos se utilizam de um fluido auxiliar, geralmente ar ou vapor, para provocar a pulverizaçao do óleo. Um jato de fluido auxiliar corta o jato de óleo provocando a quebra das gotículas. Novamente é a velocidade relativa dos fluidos que vai comandar o tamanho das partículas. Os pulverizadores de 2 fluídos não requerem dimensões tão precisas para manterem o desempenho e são menos suscetíveis ao bloqueio do que os pulverizadores a jato de pressão, sendo portanto, mais apropriados para combustíveis de alta viscosidade. Existem três tipos de pulverizadores de 2 fluídos:- - Pressão baixa - O ar é fornecido por um ventilador para pressões < 10 kPa (0,1 atm) . Até 30% do requisito de ar pode ser necessário para a pulverização, o qual pode ser feito em muitos estágios; - Pressão média - Utilizam ar entre 7 e 100 kPa (0,07 a 1 atm). O volume de ar utilizado é da ordem de 5% da quantidade total; - Pressão alta - Pode utilizar ar ou vapor levemente super- aquecido, como fluído pulverizador. Cerca de 2 a 3% da quantidade total necessária é utilizada para a pulverização em pressões acima de 100 kPa (1 atm). As figuras 12 e 13 apresentam dois tipos de pulverizadores a 2 fluidos.

Figura 12. Queimador a óleo com pulverização a vapor.

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Figura 13. Queimador de pulverização a ar

Pulverizador com copo rotativo.

Figura 14. Queimador de copo rotativo.

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Neste tipo de óleo é introduzido para o centro de um copo que gira rapidamente até 5000 rpm. æ medida que o óleo é arremessado da borda do copo num disco fino, ele é pulverizado pela corrente de ar primário (10% do total), figura 14. PROPORÇÃO DE AR PRIMÁRIO/SECUNDÁRIO Uma pulverização "grossa" pode ser empregada deliberadamente a fim de alongar a chama, embora sempre possa provocar o aumento da emissão de material particulado. A presença de gotículas maiores também vai aumentar a proporção de craqueamento antes da vaporização e daí aumentar a radiação da chama. Um queimador para um forno de cimento é um exemplo onde a pulverização "grossa" é empregada. Se for necessário usar um alto grau de pré-aquecimento do ar, este precisa ser feito principalmente através do ar secundário, pois a alta temperatura do ar primário pode causar craqueamento do óleo. Portanto, se utilizamos pré-aquecimento do ar de combustão, o pulverizador com jato por pressão e o pulverizador de dois fluídos com alta pressão, apresentam a vantagem de que todo ou quase todo ar é fornecido como ar secundário e portanto, pode ser usado para fornecer o pré-aquecimento, quando necessário. ESTABILIZAÇÃO DA CHAMA A chama é estabilizada pelo fornecimento de calor e intermediários das reações da combustão para a zona de ignição. O calor pode ser fornecido pela radiação de um cone de refratário quente ou como é mais frequente, junto com a recirculação dos gases quentes da combustão, quando voltam para a base da chama. A recirculação é em geral interna. Em escala industrial, em geral, a recirculação interna é feita por uma turbulência rotacional no ar secundário ou pela utilização de um obstáculo, que pode ser o injetor de óleo. Geralmente, quanto maior a quantidade de recirculação rotacional, maior será a estabilidade da chama e menor e mais intensa a chama. Uma turbulência relativamente alta e pulverização "grossa", produzirão uma chama comprida e bem estável. Queimadores de pequeno porte podem utilizar um obstáculo como estabilizador de chama que atua tanto como "bluff body" como promotor de turbulência rotacional. A quantidade de ar para combustão estequiométrica de óleo reside na faixa de 13-15 kg de ar por quilo de óleo. Num forno industrial otimizado é possível manter-se a exigência de ar excedente abaixo de 20%, e nas instalações grandes tal como nas caldeiras de uma termoelétrica, pode ser possível reduzir-se o excesso de ar para baixo de 5%, e assim reduz-se a formação de SOx. A formação de fumaça nos queimadores a óleo, pode ser sinal de: - insuficiencia de ar para a combustão, a qual pode ser absoluta ou local, devido a uma mistura inadequada;

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- resfriamento da chama. A chama é esfriada abaixo da temperatura de reação, antes que a reação da combustão seja completada. Isto pode ser causado por: - formação fraca da chama; a incidência da chama sobre superfícies frias (pode ser inevitável no primeiro acendimento); - Gotículas grandes que deixam a zona de combustão antes que a reação esteja completa. - Excesso de ar de combustão. Se uma quantidade excessiva de ar frio incidir numa chama, pode causar o resfriamento local e a formação de fumaça. Taxas de excesso de ar acima de 50% frequentemente vão causar fumaça; - Turbulência excessiva. Em certas circunstâncias pode causar a formação de fumaça devido ao escape forçado de partículas da zona de queima, antes que seja completada a combustão. 3.3 - QUEIMADORES DE COMBUSTÍVEL SÓLIDO O carvão é o combustível sólido mais usado mundialmente e o estudo acerca dos combustíveis sólidos vai ser largamente baseado na combustão do carvão mineral. Outros combustíveis vão ter, em geral, valor calorífico mais baixo tanto em base de massa como de volume, e vão conter frequentemente alta proporção de água. As áreas da grelha e os volumes da câmara de combustão geralmente serão maiores para a mesma potência que para a queima de carvão (coque ou carvão vegetal). Na combustão do carvão (ou material vegetal), as principais reações depois da devotalização são: C + O2 → CO2 2 H2 + O2 → 2 H2O Quando o carvão mineral é aquecido, ele: - amolece; - solta material volátil, que queima; - deixa um resíduo sólido - coque, que queima; - deixa um resíduo sólido - cinza, que não é combustível. Os requisitos para um queimador de combustível sólido são: - fazer contato entre o combustível sólido e o ar de combustão; - fazer a transferência de calor para o combustível que está entrando para iniciar a combustão; - fornecer uma proporção adequada de transferência de massa entre o sólido e o ar; - fazer suficiente mistura dos voláteis e do ar de combustão; - providenciar a remoção da cinza; - providenciar uma superfície de transferência térmica para absorver o calor útil; - fornecer espaço para a combustão completa. Podemos classificar os queimadores de sólidos em 3 tipos básicos: - queimadores de combustível pulverizado - queimadores de leito fixo

- queimadores de leito fluidizado -

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Queimadores de Combustível Pulverizado O carvão pode ser queimado em partículas minúsculas que se movem com o fluxo de gás. - A área de contato entre as partículas e o ar é alta;

- A transferência de massa é feita principalmente por difusão, e portanto, é lenta (mas é compensada pela grande área de transferência de massa); As partículas pequenas vão atingir a temperatura de reação rapidamente, aquecidas pelas paredes laterais ou pela massa da chama através da radiação ou através da recirculação dos gases quentes; - A mistura dos voláteis e dos gases de combustão é feita por difusão, por micro-turbulência ou pela velocidade de evolução do gás das partículas; - A transferência de calor é feita por convecção dos gases quentes e por radiação das partículas e do gás da zona de combustão; - A remoção da cinza é feita por elutriação no fluxo do gás de exaustão ou por sedmentação depois da coalescência das partículas de cinza liquefeitas.

Figura 14. Tipos de queimadores pulverizadores.

No queimador de combustível pulverizado em que as partículas de carvão se movem em suspensão no fluxo de gás, a transferência de massa entre o combustível e o oxidante é uma função da micro-turbulência e difusão, da maneira que ocorre na queima de óleo pesado pulverizado. A semelhança é reforçada por causa da similaridade das características de queima entre uma partícula de combustível pulverizado e uma gotícula de óleo combustível residual. A partícula típica de combustível pulverizado vai ter um tempo maior de combustão, e consequentemente vai dar uma chama mais longa e menos intensa do que a do óleo combustível sob as mesmas condições.

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Para combustão e ignição estável é essencial que uma quantidade suficiente de calor seja transferida para a base da chama. Isto pode ser por radiação: do refratário quente, da chama, por recirculação do gás quente ou em geral por uma mistura dos três. Não é possível estabilizar-se uma chama pequena de combustível pulverizado fora da câmara de combustão. Devido à quantidade de calor necessária para estabilizar a combustão, uma chama de combustível pulverizado precisa ser iniciada por um queimador grande a gás ou a óleo. O queimador utilizado para ignição vai ser em geral retrátil, para evitar danos por superaquecimento quando o queimador de combustível pulverizado estiver em operação. O tamanho do carvão usado para queima pulverizada varia com as características, sendo da ordem de 85% < 75 µm. Uma vez que é difícil armazenar o carvão pulverizado, ele é geralmente moído até o tamanho adequado, transportado por ar quente que serve para secar o carvão e transportá-lo do moinho para o queimador: O ar de transporte atua como ar de combustão primário. A fim de evitar o depósito de carvão nos tubos de alimentação, é necessário uma velocidade de ar de 20-30 m/seg. Isto está bem além da velocidade de queima de combustível pulverizado da ordem de 10 m/s, e assim evita-se qualquer risco de retorno da chama. Normalmente a cinza do combustível pulverizado deixa a chama acima de seu ponto de fusão, e portanto, vai aderir ás superfícies de troca de calor, a menos que sejam primeiramente resfriadas por radiação. Alternativamente, a cinza pode ser mantida líquida e removida como escória. Os queimadores de combustível pulverizado são usados em grandes instalações; geralmente não são econômicos em tamanhos abaixo de 12-15 t/h, pois: - O custo do equipamento de pulverização e de transporte se torna significativo; - Há a dificuldade de ignição e há falta de estabilidade para chamas pequenas de combustível pulverizado; - A cinza do combustível pulverizado é difícil de se remover do gás de saída, requerendo precipitadores eletroestásticos que são mais econômicos em larga escala; - A limpeza regular e frequente dos tubos é necessária nas caldeiras, a fim de se remover os acúmulos de cinza muita fina. Para isto ser feito sem paralização, é necessário equipamento para soprar a fuligem, o que não é econômico numa unidade pequena; - A taxa de controle é limitada, o "abafamento" é impossível. A figura 14 apresenta alguns tipos de chama de carvão pulverizado e a figura 15 apresenta um esquema de uma câmara de combustão de carvão.

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Figura 15. Câmara de Combustão ciclônica para carvão pulverizado, em

gerador de vapor Queimadores de Leito Fixo O combustível pode ser apoiado numa grelha: - A área de contato entre o sólido e o ar é pequena; - A transferência de massa entre o ar e o combustível estacionário pode ser boa; - O leito fixo de combustível atua como um reservatório de calor mantendo a combustão e promovendo a ignição; - Os voláteis são normalmente queimados em cima do leito utilizando-se um fornecimento de ar secundário; - A transferência de calor é feita por radiação da superfície quente do leito e por convecção dos gases quentes; - A remoção das cinzas é feita por baixo através das barras da grelha ou removendo-se as cinzas e borra da grelha; Os tipos de queimadores em que o combustível é queimado numa espécie de grelha são empregados em geral nas unidades pequenas e

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médias, com carvão até 12 t/h e em unidades maiores com bagaço de cana até aproximadamente 100 t/h. Vantagens: - Boa taxa de controle, facilmente abafado. Náo há necessidade de equipamento de pulverização. Não são necessários equipamentos sofisticados para a limpeza do gás de combustão. Desvantagens: - Ocupa volume do forno reduzindo a disponibilidade da área de troca de calor. Contém mais peças móveis perto da área de combustão. consequentemente, pode ter grandes exigências de manutenção. Grelha fixa Pequenas unidades para combustão de lenha em toras ou pedaços, se utilizam de grelha de barras fixa, ou grelha em escada, figura 16.

Figura 16. Alguns tipos de grelha em escada

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Grelha a Distribuidor, carregada por projeção (figura 17) O combustível é impelido por um alimentador rotativo ou pneumático para cobrir toda a área de uma grelha móvel. As partículas menores podem queimar em suspensão, sendo que a maior parte de combustível queima na grelha. O ar primário para a combustão é alimentado através da grelha e o ar secundário acima da grelha. Este tipo de grelha é apropriado para queimar a maior parte dos tipos de carvão e também combustíveis vegetais tal como a serragem ou o bagaço. Desvantagem: não vai queimar carvão grande ou antracita, tende a perder cinza muito fina por arraste, e também pode perder combustível junto com cinza muito fina. Em geral, um ciclone vai remover de modo adequado toda a cinza do gás de exaustão.

Figura 17. Grelha a Distribuidor, carregada por projeção

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Grelha em Esteira (figura 18) Esta categoria também pode ser utilizada para incluir grelha vibratória ou basculante. Ela é mais usada para as instalações maiores. As características são: - Um leito de carvão relativamente fino, controlado por uma guilhotina de até 10 cm de profundidade; - A ignição é feita por meio de radiação dum arco de ignição acima do leito; - O ar primário é fornecido por baixo do leito; através das barras da grelha; - O ar secundário é fornecido acima do leito para queimar os voláteis e o CO. O alimentador em esteira vai queimar eficientemente a maior parte dos tipos de carvão, desde que o tamanho de pulverização seja adequada: 15 a 50 mm. Um carvão coquificante pode causar má distribuição de ar pela canalização. A presença de finos excessivos também vai causar perda de combustível através da grelha; isto pode ser solucionado, alimentando-se carvão com umidade da ordem de 15%. Um conteúdo de cinza relativamente alto no carvão é necessário a fim de proteger as barras da grelha do superaquecimento. Em geral, são preferidos os carvões com mais de 7% de cinza. A faixa de tamanho da grelha em esteira varia até 13 m de comprimento por 2 m de largura. A taxa de controle é boa e a resposta às mudanças na taxa de queima é rápida.

Figura 18. Grelha em esteira rotativa.

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Queima de Combustíveis Vegetais em Pilha A maioria dos combustíveis vegetais tem baixo poder calorífico, reduzido ainda mais por seu alto conteúdo de umidade, mas em geral eles deixam pouca quantidade de cinza apfs a combustão. Um tipo de forno utilizado em geral, para o bagaço ou para resíduos de madeira empregada a alimentação de combustível por gravidade, formando uma pilha de combustível. O fornecimento de ar é feito através de aberturas mas paredes da câmara de combustão; o ar primário pode ser fornecido por baixo da grelha, mas nem sempre. A figura 19 apresenta exemplo de forno deste tipo.

Figura 19. Fornalha Ward para queima de bagaço de cana, em pilha.

Queima fluidizada Se num leito fixo a velocidade do ar é aumentada e o tamanho da partícula é reduzido, a velocidade de transferência de massa e de combustão vai ser aumentada. No caso limite as partículas de combustível vão ser suportadas pelo fluxo de ar ( figura .20). - A área de contato entre o combustível e o ar é grande (apesar de ser menor do que para o queimador de combustível pulverizado);

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- A transferência de massa entre o combustível e o ar é feita por convecção forçada; - O leito atua como um reservatório de calor, assegurando uma ignição rápida, e uma combustão eficiente; - Os voláteis são queimados dentro e em cima do leito fluidizado; - A transferência de calor é feita principalmente por condução (e radiação) para as superfícies imersas no leito e por convecção dos gases de exaustão quentes; - A cinza vai se acumular no leito ou vai ser elutriada. Se um gás flui para cima através de um leito de partículas sólidas, a resitência ao fluxo vai ser uma função da velocidade do gás e do espaço livre entre as partículas. O espaço livre sai uma função do tamanho e da disposição da partícula: - Se a velocidade do gás é aumentada de forma que a resistência ao fluxo aproxima-se do peso do leito, as partículas vão primeiro se arranjar no leito para minimizar a resistência ao fluxo de gás. - Quando a velocidade do gás é aumentada ainda mais, de forma que a resistência ao fluxo se iguale ao peso do leito, as partículas passam a ser suportadas pela corrente de gás (fluidização incipiente); - a medida que a velocidade do gás é aumentada, ainda mais a distância entre as partículas aumenta, e as partículas circulam dentro de leito. As bolhas de gás vão aparecer dentro do leito; - Um maior aumento da velocidade do gás vai aumentar o tamanho e número das bolhas de gás de forma que algum gás pode passar através do leito sem contato eficiente entre esse gás e os sólidos (leito em fluidização turbulenta); - A velocidade limite do gás para a fluidização é aquela em que as partículas são arrastadas do leito pelo fluxo de gás. Dentro de um leito fluidizado a transferência de massa e de calor entre o gás, as partículas e as superfícies com as quais estão em contato são boas. A mistura é boa em paralelo ao fluxo de gás; menos boa no sentido transversal ao fluxo de gás. O leito se comporta como um fluído e uma densidade aparente pode lhe ser atribuída. A fluidização ocorre entre a velocidade mínima em que a força total de arrasto é igual ao peso do leito e uma velocidade máxima relacionada à velocidade terminal de queda das partículas. Assim, num leito composto por partículas de tamanho ( ou densidade) mistas, as partículas menores ou de densidade menor, vão ser elutriadas do leitor, preferencialmente. A queda de pressão no leito é dada por:

P Hz s f= − −( )( )1 φ ρ ρ Hz = altura do leito φ = porosidade do leito ρs = densidade do sólido ρf = densidade do líquido Em princípio, é possível queimar-se qualquer combustível sólido, líquido ou gasoso dentro de um leito inerte quente de partículas fluidizadas. Considerando queima fluidizada de carvão, o conteúdo de combustível no leito sob condições de equilíbrio pode ser da ordem 1%.

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Normalmente a temperatura do leito não vai exceder 900 ºC, a fim de se manter bem baixo da temperatura de amolecimento da cinza. Assim, é produzida uma cinza friável e os problemas de erosão são minimizados. A fim de se reduzir a elutriação do carvão não queimado do leito, o carvão pode ser injetado perto da base do reator.

Figura 21. Fases de fluidização em função da velocidade do gás.

Ainda assim, o material elutriado pode conter algum combustível e deve ser reciclado para o leito, ou ser queimado numa câmara de combustão separada. Não é necessário que o combustível esteja na mesma fase ou na mesma faixa de tamanho do material inerte, por exemplo, é possível queimar carvão em pedaços grandes dentro de um leito fluidizado de material fino. Se a densidade do leito é menor do que a densidade do sólido, as partículas vão queimando em contato com a base e pode causar superaquecimento local.

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As taxas de transferência de calor e de transferência de massa são pouco dependentes da velocidade de fluidização acima de uma velocidade crítica correspondente a um leito em ebulição. Um exemplo de caldeira de leito fluidizado está na figura 22.

Figura 21. Caldeira de leito fluidizado.

EXERCICIOS CAP. 3 Faça uma escolha em ordem de prioridade para operar-se com o menor excesso de ar possível, justificando sucintamente.

nº 1 nº 2 nº 3 queimador de óleo com pulverização mecânica

queimador de óleo com pulverização a ar de baixa pressão

queimador de óleo com pulverização a vapor

Descreva sucintamente os fenômenos físico-químicos que ocorrem com a combustão de líquidos em queimadores a pulverização. Faça uma escolha em ordem de prioridade, para trabalhar-se com o menor excesso de ar possível. Justifique sucintamente.

nº 1 nº 2 nº 3 lenha em toras, queimando sobre grelha fixa inclinada

lenha picada em pedaços até 50 mm, queimando sobre grelha em escada

bagaço de cana sêco( até. 15mm), queimando em grelha a distribuidor carregada por projeção.

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cap. 4 - GERADORES DE VAPOR

1 - Introdução Vapor de água é usado como meio de geração, transporte e utilização de energia desde os primórdios do desenvolvimento industrial. Inúmeras razões colaboraram para a geração de energia através do vapor. A água é o composto mais abundante da Terra e portanto de fácil obtenção e baixo custo. Na forma de vapor tem alto conteúdo de energia por unidade de massa e volume. As relações temperatura e pressão de saturação permitem utilização como fonte de calor a temperaturas médias e de larga utilização industrial com pressões de trabalho perfeitamente toleráveis pela tecnologia disponível, já há muito tempo. Grande parte da geração de energia elétrica do hemisfério norte utiliza vapor de água como fluído de trabalho em ciclos termodinâmicos, transformando a energia química de combustíveis fósseis ou nucleares em energia mecânica, e em seguida, energia elétrica. Toda indústria de processo químico tem vapor como principal fonte de aquecimento: reatores químicos, trocadores de calor, evaporadores, secadores e inúmeros processos e equipamentos térmicos. Mesmo outros setores industriais, como metalúrgico, metal-mecânico, eletrônica, etc., podem-se utilizar de vapor como fonte de aquecimentos de diversos processos. Vapor saturado tem a grande vantagem de manter temperatura constante durante a condensação a pressão constante. A pressão de condensação do vapor saturado controla indiretamente a temperatura dos processos. O controle de pressão, por ser um controle mecânico de ação direta é conseguido muito mais fàcilmente que o controle direto de temperatura. A faixa de temperaturas até 170 ºC utiliza vapor saturado até 10 kgf/cm2 , cuja temperatura de saturação é 183 ºC. Nesta faixa está a grande maioria de pequenos e médios consumidores de vapor. Maiores temperaturas são possíveis a custa do aumento da pressão de saturação, o que implica num maior custo de investimento devido a necessidade de aumento da resistência mecânica e requisitos de fabricação e inspeção do gerador de vapor. O limite da temperatura de vapor saturado é o ponto crítico, a 374 ºC e 218 atmosferas. Não é vantajoso utilizar-se vapor superaquecido para processos de aquecimento a temperaturas mais altas, já que perderíamos a facilidade de controle de temperatura e diminuiríamos drasticamente a disponibilidade de energia por unidade de massa ou volume de vapor. Vapor superaquecido é utilizado e produzido para geração de energia elétrica ou mecânica em ciclos termodinâmicos, e neste caso a limitação de temperaturas de trabalho fica por conta dos materiais de construção empregados. Em utilização industrial, poderíamos arbitrar uma classificação de geradores de vapor em relação a pressão de trabalho: - baixa pressão: até 10 kgf/cm2 - média pressão: de 11 a 40 kgf/cm2 - alta pressão: maior que 40 kgf/cm2 Repetindo que esta classificação é arbitrária, porém representativa da faixa de utilização de vapor na indústria. Grandes caldeiras, as quais são utilizadas tanto para geração própria de energia elétrica quanto para processos de aquecimento, estão limitadas a pressões da ordem de 100 kgf/cm2 . Existem caldeiras de maiores pressões, mas utilizadas

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somente em grandes centrais termoelétricas ou grandes complexos industriais, representando um número muito reduzido de unidades, em comparação com as milhares de pequenas caldeiras em operação. 2 - Desenvolvimento das Caldeiras

As primeiras aplicações práticas ou de caráter industrial de vapor surgiram por volta do século 17. O inglês Thomas Savery patenteou em 1698 um sistema de bombeamento de água utilizando vapor como força motriz. Em 1711, Newcomen desenvolveu outro equipamento com a mesma finalidade, aproveitando idéias de Denis Papin, um inventor francês. A caldeira de Newcomen era apenas um reservatório esférico, com aquecimento direto no fundo, também conhecida como caldeira de Haycock (figura 1). James Watt modificou um pouco o formato em 1769, desenhando a caldeira Vagão ( figura 2), a precursora das caldeiras utilizadas em locomotivas a vapor. Apesar do grande desenvolvimento que Watt trouxe a utilização do vapor como força motriz, não acrescentou muito ao projeto de caldeiras. Todos estes modelos provocaram desastrosas explosões, devido a utilização de fogo direto e ao grande acúmulo de vapor no recipiente. A ruptura do vaso causava grande liberação de energia na forma de expansão do vapor contido. Nos finais do século 18 e início do século 19 houveram os primeiros desenvolvimentos da caldeira com tubos de água. O modelo de John Stevens (figura 3) movimentou um barco a vapor no Rio Hudson. Stephen Wilcox, em 1856, projetou um gerador de vapor com tubos inclinados, e da associação com George Babcock tais caldeiras passaram a ser produzidas, com grande sucesso comercial (figura 4). Em 1880, Alan Stirling desenvolveu uma caldeira de tubos curvados, cuja concepção básica é

ainda hoje utilizada nas grandes caldeiras de tubos de água (figura 5).

Figura 1 - Caldeira de Haycock, 1720

Figura 2 - Caldeira Vagão, de James Watt, 1769

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Nesta época, tais caldeiras já estavam sendo utilizadas para geração de energia elétrica. A partir do início deste século o desenvolvimento técnico dos geradores de vapor se deu principalmente no aumento das pressões e temperaturas de trabalho, e no rendimento térmico, com utilização dos mais diversos combustíveis. A aplicação a propulsão

marítima alavancou o desenvolvimento de equipamentos mais compactos e eficientes. 3 - Tipos de Caldeiras Atualmente, podemos classificar as caldeiras em dois tipos básicos: - flamotubulares, onde os gases de combustão circulam por dentro de tubos, vaporizando a água que fica por fora dos mesmos e - aquatubulares, onde os gases circulam por fora dos tubos, e a vaporização da água se dá dentro dos

mesmos. 3.1. Caldeiras flamotubulares: Constituem-se da grande maioria das caldeiras, utilizada para pequenas capacidades de produção de vapor ( da ordem de até 10 ton/h) e baixas pressões (até 10 bar), chegando algumas vezes a 15 ou 20 bar. As caldeiras flamotubulares horizontais constituem-se de um vaso de pressão cilíndrico horizontal, com dois tampos planos (os espelhos) onde estão afixados os tubos e a fornalha. Caldeiras modernas tem diversos passes de

Figura 4 - Caldeira de tubos retos,Babcock e Wilcox, 1877.

Figura 5 - Caldeira de tubos curvados, Stirling, 1880.

Figura 3 - Caldeira de tubos de água, 1803.

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gases, sendo mais comum uma fornalha e dois passes de gases (figura .6). A saída da fornalha é chamada câmara de reversão e pode ser revestida completamente de refratários ou constituída de paredes metálicas molhadas. Câmara de reversão molhada produz melhores rendimentos térmicos pela diminuição de perdas de calor ao ambiente, porém são mais complicadas construtivamente e consequentemente mais caras. As fornalhas das caldeiras flamotubulares devem ser dimensionadas para que a combustão ocorra completamente no seu interior, para não haver reversão de chama que vá atingir diretamente os espelhos, diminuindo a vida útil da caldeira. A fornalha também se constitui de um corpo cilíndrico e está completamente imersa em água. Pela sua própria concepção, caldeiras flamotubulares modernas só queimam combustíveis

Figura 6 - Tipos de caldeiras flamotubulares

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líquidos ou gasosos, devido a dificuldade de se instalar grelhas para combustíveis sólidos. Algumas caldeiras flamotubulares de pequena capacidade queimam combustíveis sólidos através de adaptação de grelhas na fornalha, porém são limitadas ao tamanho necessário da área de grelha. Para queima de combustíveis sólidos em caldeiras de pequena capacidade utiliza-se as caldeiras mistas, que serão tratadas mais adiante. Desde as primeiras caldeiras do século 17, até os modelos atuais, as caldeiras flamotubulares passaram por sucessivos desenvolvimentos até a atual concepção de uma fornalha e mais dois passes de gases de combustão. A grande aceitação deste tipo para pequenas capacidades está associada principalmente no seu baixo custo de construção, em comparação com uma aquatubular de mesma capacidade. Por outro lado, o grande volume de água que acondiciona limita, por questões de segurança, as pressões de trabalho e a qualidade do vapor na condição de vapor saturado. A figura 7 mostra uma caldeira flamotubular moderna, com câmara de reversão molhada e fornalha corrugada. A água acumulada no corpo da caldeira pode funcionar como um pulmão de vapor, respondendo a súbitas flutuações de demanda com pouca queda de pressão da rede de vapor, sendo adequada portanto para aplicações onde o consumo é variável. A eficiência térmica destas caldeiras está na faixa de 80 a 90%, sendo dificil se atingir maiores valores pela dificuldade de se acrescentar equipamentos adicionais de recuperação de calor.

Figura 7 - Caldeira flamotubular com câmara de reversão molhada e fornalha corrugada.

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3.2 - Caldeiras aquatubulares: As caldeiras aquatubulares tem a produção de vapor dentro de tubos que interligam 2 ou mais reservatórios cilíndricos horizontais, conforme figura 8: - o tubulão superior, onde se dá a separação da fase líquida e do vapor, e - o tubulão inferior, onde é feita a decantação e purga dos sólidos em suspensão. Os tubos podem ser retos ou curvados. As primeiras caldeiras aquatubulares utilizavam tubos retos, solução hoje completamente abandonada, apesar de algumas vantagens, como a facilidade de limpeza interna dos tubos. A caldeira de tubos curvados, interligando os balões, proporcionam arranjo e projeto de câmaras de combustão completamente fechada por paredes de água, com capacidades praticamente ilimitadas. Dada a maior complexidade construtiva em relação às caldeiras flamotubulares, as aquatubulares são preferidas somente para maiores capacidades de produção de vapor e pressão, exatamente onde o custo de fabricação do outro tipo começa a aumentar desproporcionadamente. Em relação ao modo de transferência de calor no interior de caldeira existem normalmente duas secções: - a secção de radiação, onde a troca de calor se dá por radiaçãodireta da chama aos tubos de água, os quais geralmentedelimitam a

câmara de combustão. - a secção de convecção, onde a troca de calor se dá por convecção forçada, dos gases quentes que sairam da câmara de combustão atravessando um banco de tubos de água. Nao há limite físico para capacidades. Encontram-se hoje caldeiras que produzem até 750 t/h de vapor com pressões até 3450 atm.

Figura 8 - Esquemas construtivos de caldeiras aquatubulares, com circulação natural.

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Figura 9 - Caldeira aquatubular compacta

Figura 10 - Caldeira aquatubular de grande porte.

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Para aplicação industrial, as capacidades variam da ordem de 15 a 150 t/h, com pressões até 90-100 bar. As figuras 9 e 10 mostram uma caldeira aquatubular compacta e uma caldeira de alta produção de vapor. Circulação da água A água pode circular por convecção natural pelos tubos, devido a diferença de densidade entre o líquido e vapor formado pelo aquecimento conforme esquematizado na figura 11. A figura 12 mostra um gráfico que nos fornece a relação entre os pesos específicos do líquido e vapor saturado em função da pressão de saturação. A força motriz da circulação de água é exatamente a diferença de pêso específico.

Caldeiras de pressão próxima ao ponto crítico (218 atm), ou maior, necessitam de circulação assistida , devido a pouca diferença entre as densidades de líquido e vapor. Um esquema da circulação de caldeira deste tipo esta mostrado na figura 13. Câmara de combustão. As paredes de água da câmara de combustão podem ser totalmente integrais, ou seja, cada tubo tangente ao próximo formando uma parede impermeável aos gases, ou ainda podem ser construídas com tubos interligados por aletas de chapa soldadas. Há ainda paredes de água com tubos espaçados e parede refratária. O calor que não atinge diretamente os tubos é reirradiado pelo revestimento refratário (figura 14).

Figura 11 - Esquema da circulação natural da água da caldeira.

Figura 12 - Relação entre os pesos específicos da água líquida e vapor saturado, em função da pressão de saturação

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3.3 - Caldeiras mistas A necessidade de utilização de combustíveis sólidos para caldeiras de pequena capacidade fez surgir uma solução híbrida que são as caldeiras mistas. Basicamente são caldeiras flamotubulares com uma antecâmara de combustão com paredes revestidas de tubos de água. Na antecâmara se dá a

combustão de sólidos através de grelhas de diversos tipos possibilitando assim o espaço necessário para os maiores volumes da câmara de combustão necessários a combustão de sólidos, principalmente em grandes tamanhos, tais como lenha em toras, cavacos, etc, além da possibilidade de retirada de cinzas por baixo das grelhas (o cinzeiro). As caldeiras mistas não reumem todas as vantagens da aquatubular, como a segurança, maior eficiência térmica, etc., porém, é uma solução prática e eficiente quando se tem disponibilidade de combustível sólido a baixo custo. Tem ainda a possibilidade de queimar combustível líquido ou gasoso, com a instalação de

queimadores apropriados. O rendimento térmico destas caldeiras são menores que as

flamotubulares, devido a perda de calor pela antecâmara. Dificilmente as paredes frontais e traseira são revestidas de tubos, devido a dificuldade construtiva pelo pequeno tamanho da caldeira (figura 15).

Figura 15 - Caldeira flamotubular com ante-fornalha

de paredes de água.

Figura 14 - Tipos de paredes de água para fornalhas de caldeiras aquatubulares.

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3.4 - Caldeiras de recuperação de calor Alguns processos de fabricação geram gases de processo ou de combustão com temperatura alta o suficiente para se recuperar calor destes. Como exemplo, gases de alto forno ou gases de processos de

fabricação de amônia, ou produtos de combustão de incineradores e fornos de alta temperatura (figura 16). Neste caso, a caldeira pode ser tanto aquatubular como flamotubular, valendo ainda a escolha pela capacidade de produção de vapor, optando-se pela aquatubular para maiores capacidades.

4 - Componentes principais de caldeiras Caldeiras flamotubulares são geralmente equipamentos montados em base única e poucos acessórios além dos necessários são acrescentados. Grandes geradores de vapor podem possuir mais componentes além dos que já foram citados. Os principais componentes são: (figura 17) a) cinzeiro: em caldeiras de combustíveis sólidos, é o local onde se depositam as cinzas ou pequenos pedaços de combustível não queimado. b) fornalha com grelha ou queimadores de óleo ou gás. c) seção de irradiação: são as paredes da câmara de combustão revestidas internamente por tubos de água. d) seção de convecção: feixe de tubos de água, recebendo calor por convecção forçada; pode ter um ou mais passagens de gases. e) superaquecedor: trocador de calor que aquecendo o vapor saturado transforma-o em vapor superaquecido. f) economizador: trocador de calor que através do calor sensivel dos gases de combustão saindo da caldeira aquecem a água de alimentação. g) pré-aquecedor de ar: trocador de calor que aquece o ar de combustão também trocando calor com os gases de exaustão da caldeira. h) exaustor: faz a exaustão dos gases de combustão, fornecendo energia para vencer as perdas de carga devido a circulação dos gases. i) chaminé: lança os gases de combustão ao meio ambiente, geralmente a uma altura suficiente para dispersão dos mesmos.

Figura 16 - Caldeira de recuperação de calor de gases de processo

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A caldeira pode ainda ter equipamentos de limpeza dos gases, tais como filtros, ciclones ou precipitadores eletrostáticos para captação de material particulado ou ainda lavadores de gases para captação de gases ácidos: SOx,NOx, etc...

4.1 - Superaquecedores: Vapor saturado é extraído do tubulão superior e entra em um trocador de calor instalado dentro da própria caldeira. Os superaquecedores podem ser de natureza apenas convectiva, ou seja, recebe calor somente por convecção térmica, ou de irradiação, e neste caso, estão localizados dentro da própria câmara de combustão, ou na saída desta, de maneira que receba calor por radiação da chama ou da grelha. A temperatura de superaquecimento varia com a carga da caldeira, já que a troca de calor não é acompanhada de mudança de fase como na vaporização. A troca de calor dentro do superaquecedor é função da velocidade do vapor dentro dos tubos e da velocidade dos gases na zona de convecção. A figura 17 mostra o comportamento da temperatura de superaquecimento do vapor conforme a carga da caldeira e o tipo de trocador. Equipamentos de convecção aumentam a temperatura de superaquecimento com o aumento da carga da caldeira, pois os coeficientes de troca de calor tendem a aumentar com as maiores velocidades dos gases e também do vapor dentro dos tubos. Superaquecedores de irradiação tem a temperatura de saída diminuida com o aumento da produção de vapor. A irradiação de calor varia pouco com a carga de produção de vapor . Em baixa carga a velocidade do vapor é mais baixa e consequentemente os coeficientes de transferência de calor também. Para manter a temperatura de saída do superaquecedor constante, projetaram-se unidades mistas com secções de radiação e convecção.

Figura 16 - Componentes principais de um

gerador de vapor.

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O controle fino da temperatura de superaquecimento pode ser feito de diversas maneiras:

- contrôle da taxa de radiação, através do contrôle da posição angular dos queimadores de óleo ou gás, direcionando a chama radiante ao superaquecedor, ou contrôle da capacidade de combustão dos queimadores mais próximos ao superaquecedor. - desvio de gases passando pelo superaquecedor, através de uma válvula de desvio regulavel automáticamente. - utilização de dessuperaquecedor (ou atemperador), na saída do superquecedor, o qual através da injeção direta de água líquida controla a temperatura de saída do

vapor superaquecido. Neste caso o superquecedor tem que ser projetado para temperatura de saída maior que o necessário, a fim de permitir margem de contrôle. A temperatura de saída do atemperador é então controlada pela vazão de água injetada. Um esquema do atemperador é mostrado na figura 18.

O atemperador é atualmente o método mais utilizado, pois proporciona ótimo contrôle e rápida resposta com a variação da carga, e independe do tipo de superaquecedor, seja de radiação, de convecção ou misto. Variações nos detalhes construtivos de superaquecedores são diversas, e se referem ao número de passes de vapor, tipo de suporte do

equipamento dentro da caldeira, uso de superfícies aletadas na zona de convecção, etc. A figura 19 mostra detalhe de um superaquecedor de radiação.

Figura 17 - Temperatura de saída de superaquecedores em função da carga

da caldeira.

Figura 18 - Esquema construtivo de

dessuperaquecedor.

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4.2 - Economizadores Os economizadores se destinam a aquecer a água de alimentação antes de ser introduzida no interior da caldeira. O pré aquecimento é feito através da troca de calor com os gases de combustão saindo da caldeira. O aproveitamento do calor sensível dos gases de combustão traz um aumento de eficiência térmica do equipamento. Economizadores são trocadores de calor gás-líquido. Devido ao baixo coeficiente de troca de calor por convecção no lado dos gases, geralmente os economizadores são compostos por tubos aletados. Em relação á sua instalação, devem estar localizados após a última superfície de convecção do gerador de vapor. Podem ser fabricados

integralmente à caldeira, ou podem ser adicionados na parte exterior da mesma, logo após a saída dos gases (figuras 20 e 21). Economizadores são praticamente usados em médias e grandes instalações. O custo adicional comparado com o ganho de rendimento térmico não viabiliza a utilização em pequenas caldeiras, e que geralmente se utilizam de alimentação intermitente de água, impossibilitando, portanto, a operação em uso

contínuo e simultâneo dos fluxos de água e produtos de combustão.

Figura 20 - Elementos de economizadores de tubos aletados.

Figura 21 - Economizador de tubos aletados.

Figura 19 - Painéis

radiantes pendentes de superaquecedor.

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4.3 - Pré-aquecedores Os pré-aquecedores de ar elevam a temperatura do ar de combustão antes de sua entrada nos queimadores ou fornalha, através da troca de calor com os produtos de combustão saindo da caldeira. Além da vantagem

de aumento de rendimento térmico por diminuição das perdas nos gases de exaustão, o ar pré-aquecido melhora o funcionamento e rendimento dos queimadores ou da fornalha. Ar pré-aquecido aumenta a estabilidade de chama, a temperatura interna da câmara de combustão, aumentando portanto a troca de calor por radiação, permitindo a utilização de menor excesso de ar. O fato de se utilizar também o calor sensível dos gases de combustão não impede seu uso conjunto com o economizador, o qual quando usado , deve vir antes do pré-aquecedor, já que existem limitações quanto a temperatura máxima do ar de combustão conforme o tipo de queimador e combustível utilizado. Pré-aquecedores de ar são trocadores de calor gás-gás, e os tipos mais utilizados são: - tubulares, (figura 22) - regenerativos rotativos (figura 23)e - de placas.

Não é vantajoso a utilização de tubos aletados em pré-aquecedores de ar, pois os coeficientes de película são da mesma ordem de grandeza para os dois lados: ar e gases de combustão. Para o devido aproveitamento de aletas, esta deveriam estar montadas nos dois lados do

Figura 22 - Pré- aquecedor de ar, tubular vertical.

Figura 23 - Pré-aquecedor de ar regenerativo

rotativo.

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fluxo, o que dificulta sua aplicação em tubos de secção circular. Alguns trocadores de placas retas possuem aletas em ambos os lados, quando são construídos em unidades modulares. Os pré-aquecedores de ar regenerativos rotativos se utilizam do armazenamento de calor sensível em elementos vazados de um rotor rotativo, o qual girando a baixa rotação (2 a 4 rpm), alternam cada elemento em contacto com os gases quentes saindo da caldeira e o ar frio sendo aquecido. Sempre existe uma pequena mistura de ar e gases de combustão, já que é difícil efetuar-se uma construção perfeitamente estanque entre as correntes de fluxo que atravessam o rotor. Devido a sua complexidade construtiva, tais pré-aquecedores sómente são viáveis em grandes unidades de geração de vapor.

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cap. 5 - CÁLCULO TÉRMICO E FLUIDOMECÂNICO DE CALDEIRAS 1.Transferência de Calor em Caldeiras A transferência de calor em geradores de vapor é um complexo conjunto de fenômenos que envolvem troca de calor por radiação, convecção e condução térmica. O equacionamento teórico deste conjunto é complicado e exaustivo e grande parte do conhecimento adquirido e aplicado a troca de calor em caldeiras e fornos em geral é fruto de relações empíricas obtidas por tentativa e êrro. Muitas informações e dados sôbre a troca de calor em caldeiras são propriedades dos fabricantes de equipamentos e, por razões óbvias, não estão disponíveis na literatura aberta. As caldeiras devem ser dimensionadas de maneira a encontrar um compromisso ótimo entre o custo de investimento, representado pelas características e dimensões das superfícies de troca de calor, e o custo operacional, representado pelo rendimento térmico global do equipamento. Para tanto, o conhecimento pleno da troca de calor relativo a caldeiras é primordial, porém, muitas vezes isto só é obtido após a construção e operação do equipamento. Dados obtidos com determinado tipo ou configuração de superfícies de troca de calor não são aplicáveis plenamente a configurações diferentes. Os fenômenos físicos e químicos que ocorrem numa caldeira ou forno, envolvendo combustão, transferência de calor e movimento dos fluidos é uma área especializada da engenharia mecânica e não podem ser tratados aqui com a profundidade que permita sua plena utilização para o projeto e dimensionamento das superfîcies de troca de calor. As relações apresentadas a seguir, servirão, pelo menos, para o conhecimento básico que permita adequada operação e utilização eficiente de caldeiras e fornos em geral.

1.1. Troca de calor na fornalha

Uma simplificação

adequada é dividir a superfície de troca de calor em superfície de radiação e superfície de convecção. Devido as condições de

temperatura, geometria e velocidade de fluidos, a troca de

Figura 1 - Esquema de fluxos em uma fornalha de

caldeira.

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calor na fornalha, onde ocorre a combustão, é básicamente por radiação térmica. A parcela convectiva nesta região, se comparada a troca de calor por radiação é pequena, podendo ser desprezada, até em relação a ordem de grandeza do êrro ou imprecisão de cálculo normalmente presentes no cálculo de radiação em fornalhas. Considere uma fornalha, onde ocorre a combustão circundada por

superfícies frias de troca de calor. Parte do calor gerado pela combustão é perdido pela chama às superfícies de troca de calor, conforme representado pela figura 1. Um balanço de energia na fornalha vai determinar a temperatura de saída dos gases de combustão da zona de radiação, se conhecidos as vazões de ar e combustível, o poder calorífico e o calor cedido por radiação, conforme esquema da figura 2. Desprezando-se perdas de calor ao ambiente externo, têm-se as equações seguintes:

( )0 0

:que sendo

sai que energia = entra que energia

TTpCdTCph

hmQhmhmPCim

t

t

prodprodrararccc

−==∆

∆+=∆+∆+

&&&&&

onde: mc : fluxo de massa de combustível mar : fluxo de massa de ar de combustão ∆h : diferença de entalpia, relativa a uma temperatura de referência, para ar, combustível e produtos de combustão, conforme índice Qr : calor trocado por radiação Cp : calor específico a pressão constante T : temperatura do fluido T0 : temperatura de referência

Figura 2 - Balanço de energia numa

fornalha.

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A temperatura de referência pode ser qualquer temperatura arbitrada, e no caso em que combustível e ar são fornecidos à temperaura ambiente é conveniente fazer: T0 = Tar = Tc

A temperatura de saída dos produtos de combustão da fornalha pode ser calculada:

( )

pCm QPCim

TT

TTpCmQPCim

prod

rc prod

prodprodrc

&

&&

&&&

− =−

−+=

0

0

A troca de calor por radiação da chama pode ser determinada pela equação:

( )44 sprodr TTAQ −= εσ& onde: σ = constante de Stepan-Boltzmann, 5,67 x 10-8 W/m2K4 ε = emissividade combinada, chama-fornalha A = superfície de troca de calor Tprod = temperatuira absoluta de saída dos produtos de combustão Ts = temperatura absoluta média das superfície de troca de calor A dependência da troca de calor por radiação com a temperatura de saída dos produtos de combustão da fornalha torna o cálculo da temperatura dos produtos, um prorcesso iterativo. A verdadeira temperatura da chama não é conhecida pois esta varia em todo o volume da câmara de combustão. A equação acima assume que a temperatura de saída dos produtos de combustão da fornalha representa a temperatura média da fornalha. A emissividade combinada é um coeficiente que depende de diversos fatores, como o combustível e o tipo de queimador, o excesso de ar ou a composição média dos produtos de combustão e a geometria da câmara de combustão. A radiação térmica emitida pela chama é resultado da emissão de radiação de partículas de carbono incandescente e da emissividade dos gases de combustão, principalmente as parcelas de CO2 e H2O, sendo que a emissividade dos gases varia com a temperatura e formato geométrico da câmara de combustão.

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Poucas informações são encontradas na literatura a respeito dos valores de ε. Como base de cálculo a ordem de grandeza pode ser tomada dentro dos seguintes valores: ε = 0,75 a 0,95 para chama de óleo e carvão pulverizado = 0,55 a 0,80 para gases e combustível sólido em grelha. A área de troca de calor é representada pela superfície projetada dos tubos de troca de calor nas paredes da fornalha. No caso de uma caldeira flamotubular, onde a combustão ocorre dentro de uma fornalha cilíndrica completamente circundada por parede de água, a superfície de troca é a própria superficie interna da fornalha. No caso de caldeiras aquatubulares, com paredes de tubos de água, a superfície efetiva de troca de calor depende do espaçamento dos tubos da parede de água, onde:

A f S Sd de f Sd de f

Sd

proj=

= → = = → =

sendo que para

distância entre centros de tubos

1 0 2 0 9

, ,

:

O fator de correção da superfície projetada não diminui muito para um espaçamento igual a dois diâmetros externos dos tubos pois é suposto que existe por detrás dos tubos uma superfície refratária que reirradia para a parte traseira dos tubos o calor emitido pela fornalha. A temperatura externa dos tubos é a temperatura Tp da superfície de troca de calor. Os coeficientes de troca de calor por convecção da água evaporando no interior dos tubos sáo extremente altos, da ordem de 5000 a 25000 W/m2K, representando pouca resistência a troca de calor. As espessuras de parede dos tubos metálicos, bem como a alta condutividade dos metais também pouco contribuem para a resistencia térmica, sendo que de uma maneira geral, podemos assumir a temperatura externa das superfícies de troca como sendo de um valor da ordem de 10 a 20 ºK maior que a temperatura do vapor saturado na caldeira, exceto no caso de superaquecedores.

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1.2. Troca de calor por convecção Conhecida a temperatura de saída dos gases da fornalha, pode-se partir para o cálculo da transferência de calor na área de convecção da caldeira. Aqui, a superfície de convecção é tomada como as superfícies que não tem contacto geométrico com a chama da fornalha, ou seja, aquelas não recebem radiação direta da chama. Embora gases aquecidos em alta temperatura e que contenham parcelas que emitem radiação como CO2 e H2O, também troquem calor por radiação, este mecanismo de troca não será considerado aqui, pela complexidade de cálculo e pela menor importância da radiação na zona de convecção. Em caldeiras flamotubulares os gases de combustão circulam por dentro dos tubos, e a troca de calor por convecção pode ser calculada pela conhecida equação de Sieder e Tate aplicável em regime de fluxo turbulento (Re>2100):

Nu = 0 023 0 8 0 4, Re Pr, , Em caldeiras aquatubulares, a troca de calor por convecçaão é realizada por fluxo de gases externos a tubos, num feixe de tubos de convecção. Estes feixes podem apresentar arranjo de tubos alinhados, ou em quicôncio, como representados na figura 3. O arranjo em quicôncio é mais frequentemente utilizado devido aos maiores coeficientes de troca de calor que proporciona. Para tubos alinhados, o número de Nusselt pode ser calculado segundo a equação:

Nu = 0 26 0 61 13, Re Pr, Para tubos arranjados em quicôncio a equação fica:

Nu = 0 33 0 61 13, Re Pr, As equações acima valem para fluxo turbulento e para quantidade de fileiras de tubos maior ou igual a 10. Para fileiras de tubos em quantidade menor que 10,

Figura 3 - Arranjo de feixe de tubos:

a)alinhados b)quicôncio

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o número de Nusselt pode ser multiplicado por um fator de correção fb conforme a tabela abaixo:

nº fileiras

1 2 3 4 5 6 7 8 9

fb 0,7 0,82 0,87 0,91 0,93 0,95 0,97 0,98 0,99

Para cálculo das propriedades dos fluidos, as temperaturas devem ser tomadas na temperatura média de mistura. O calor transferido dos gases de combustão para a água é calculado pela equação:

b

a

ba m

mc

t t

tt dmltt

onde

tUAQ

∆ ∆ ∆−∆

==∆

∆=

ln

:

&

A diferença média logarítmica de temperatura é representada na figura 4. Para água em ebulição a pressão constante, ou seja, vapor saturado, a temperatura no lado da água (fluido frio) é constante. O coeficiente global de transferência de calor U é calculado levando-se em conta as resistências térmicas envolvidas: a resistência externa por convecção do gases de combustão, a resistência por condução de calor através da parede do tubo e a resistência interna por convecção no lado da água:

( ) t

tubo

tubo

k di

dede R

hedihi deRi

onde

RRi U

2

ln1Re

:

Re 1

===

++ =

di,de : diâmetros interno e externo do tubo hi : coeficiente de película interno he : coeficiente de película externo kt : condutividade térmica do material do tubo

Figura 4 - Distribuição de temperaturas num trocador de calor em contra-corrente.

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No caso de vapor saturado em ebulição, o coeficiente de película pode ser tomado entre 5000 e 25000 W/m2K. As taxas de troca de calor por convecção por gases já não são tão altos quanto a taxas de troca de calor por radiação, e simplificações devem ser feitas com algum cuidado. A resistência térmica por condução através da parede do tubo deve ser calculada sempre que possível. 2. Tiragem e Circulação de Gases em Caldeiras Combustível e ar de combustão são injetados ou succionados para a

câmara de combustão e circulam por entre as superfícies de troca de calor, sendo exauridos ao ambiente externo. A circulação dos produtos de combustão é normalmente obtida com o auxílio de ventiladores, exaustores ou com o efeito de tiragem provocado pela chaminé, podendo se utilizar de um ou mais deste recursos. A pressão na câmara de combustão pode ser abaixo ou acima da pressão atmosférica ambiente, dependendo do arranjo que se faça com os dispositivos de tiragem. O esquema de circulação mais simples é o sistema de tiragem natural, onde a circulação dos gases é provocado pela depressão causada pela presença da chaminé. É este o esquema que foi mais utilizado nas antigas caldeiras, representado pela figura 5. A tiragem forçada é realizada com o auxílio de ventilador insuflando ar na câmara de combustão, conforme esquema apresentado na figura 6. Nêste caso, a câmara de combustão opera com pressão positiva, e é o modo mais utilizado nas caldeiras flamotubulares e pequenas caldeiras. A principal

desvantagem da tiragem forçada é a possibilidade de vazamento de gases de combustão para o ambiente de trabalho, causando problemas de segurança aos operadores e equipamentos.

Figura 5 - Tiragem natural.

Figura 6 - Tiragem forçada.

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Pode ser utilizada em pequenas caldeiras dada a maior facilidade de se construir câmaras de combustão quase que totalmente estanques. A tiragem induzida tem um exaustor na saída da caldeira, o qual suciona os produtos de combustão direcionando-os a chaminé. O ar de combustão é alimentado pela pressão negativa existente na fornalha.

O aprimoramento dos dispositivos de combustão e queimadores, no que se refere a eficiência, e estabilidade de chama obrigou o uso de ventiladores de insuflamento de ar face a necessidade de pressão nos dispositivos de entrada do ar de combustão a fim de provocar turbulência na câmara de combustão. A tiragem forçada supre este requisito mas torna-se inadequada para grandes caldeiras. A tiragem balanceada, conforme esquematizada na figura 7, se utiliza de um ventilador de insuflamento de ar na fornalha, e

exaustor dos produtos de combustão na saída da caldeira. A pressão da fornalha e dentro da zona de convecção pode ser controlada, de maneira a ainda se manter negativa em relação a atmosfera e mesmo assim ter pressão disponível aos dispositivos de mistura e combustão dos queimadores. Uma variação representativa da pressão estática ao longo do caminho dos gases pode ser encontrada na figura 8.

Figura 8 - Variação da pressão estática em

caldeira de tiragem balanceada.

Figura 8 - Tiragem balanceada.

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2.1 - Perda de carga A perda de pressão estática dos gases de combustão, ou seja , a perda de carga deve ser suprida pelos dispositivos de circulação, ventilador, exaustor e chaminé, garantindo assim o fluxo através da caldeira. Na sua forma mais geral, a perda de carga através de um dispositivo ou duto pode ser calculada pela equação:



 

 =∆

2

2vKp ρ

onde: ∆p : perda de carga ρ: densidade do fluido v : velocidade média do fluido K : coeficiente de perda de carga Para dispositivos em geral, e singularidades tais como injetores, curvas, expansões, aletas de direcionamento, o coeficiente é obtido experimentalmente e encontram-se na literatura diversas configurações tabeladas, porém dificilmente abrange todas as necessidades especificas de um projeto de uma caldeira. Assim, alguns valores de perda de carga tem que ser estimados e experimentados. Para o fluxo de fluidos dentro de dutos, ou por fora de tubos circulares, a perda de carga pode ser calculada através da equação:

p f L d

v D= ρ

2

2

onde: fD : coeficiente de atrito de Darcy L : comprimento total do duto d : diâmetro característico do duto ou tubo No caso de fluxo dentro de tubos, o fator fD depende do nº de Reynolds e da rugosidade relativa do tubo. Gráficos para determinação de fD podem ser encontrados no final deste capítulo.

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Para o fluxo de fluidos por fora de tubos, o caso de feixes de convecção, a perda de carga pode ser calculada segundo as fórmulas:

14,0

2

2

 

  

 =

=∆

m

p fNfK

vKp

µ µ

ρ

onde: f : fator de correção Nf : nº de fileiras de tubos µp : viscosidade do fluido na temperatura da parede µm : viscosidade do fluido na temperatura da mistura O fator de correção f é uma função do nº de Reynolds e de características geométricas do feixe de tubos. Para tubos alinhados f pode ser estimado pela equação:

15,0

max 13,143,0

Re 08,0

044,0 −   

 +

     

     

  

  −

+= pS

de

t

p

de deS

de S

f

onde: Sp : espaçamento longitudinal dos tubos St : espaçamento transversal dos tubos de : diâmetro externo dos tubos Remax : nº de Reynolds na condição de escoamento de menor secção de passagem Para tubos arranjados em quicôncio, o fator f pode ser estimado pela equação:

16,0

max08,1 Re 118,025,0 −

    

    

  

  −

+=

de deS

f t

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2.2 - Chaminés e Ventiladores A perda de carga do escoamento dos gases de combustão deve ser vencida pela diferença de pressão ocasionado pelos ventiladores e chaminé. A chaminé tem como função principal a dispersão adequada dos produtos de combustão no meio ambiente. Quanto maior a altura da chaminé, menor deve ser a concentração de material particulado e gases poluentes, emitido pelo sistema de combustão, ao nível do solo circunvizinho. A chaminé também provoca uma depressão no sistema pela diferença da densidade da coluna de fluido dentro da chaminé em comparação a densidade do ar atmosférico. A depressão gerada pela chaminé é calculada pela equação:

( )gHp garc ρρ −=∆ onde: ∆pc : depressão causada pela chaminé H : altura útil da chaminé ρar : densidade ao ar na temperatura ambiente ρg : densidade do gás na temperatura média da chaminé g : aceleração da gravidade A temperatura do gás na chaminé deve ser tomada como a temperatura média entre o pé da chaminé e a temperatura verdadeira da saída dos gases. A temperatura do pé da chaminé é a temperatura de saída dos produtos de combustão na caldeira. É um valor geralmente conhecido ou fácil de ser medido. Os produtos de combustão vão perder calor ao ambiente enquanto fluem para o tôpo da chaminé. A perda de calor depende das condições ambientais externas, tais como a temperatura ambiente, a velocidade do vento, e as características e dimensões da parede da chaminé. A variabilidade deste parâmetros pode não compensar o esforço de se calcular a perda de calor pela chaminé. De um modo geral, a fim de se estimar a perda de temperatura dos gases de combustão fluindo pela chaminé podemos tomar como valores básicos uma queda de temperatura da ordem de 0,2 a 0,6 ºC/metro linear da altura da chaminé. A densidade dos produtos de combustão, bem como outras propriedades necessárias aos cálculos de troca de calor e perda de carga pode ser calculada em função da composição molecular dos produtos e das propriedades de cada componente da mistura na temperatura desejada. Assim, a densidade da mistura, e similarmente, outras propriedades, fica determinda por:

ρ ρmistura i ix= ∑ onde: xi : concentração molar do componente i ρi : densidade do componente i

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Analisando-se a equação que fornece a depressão causada pela chaminé observamos que esta é proporcional a altura útil da chaminé. Por outro lado, a perda de carga provocada pela circulação do fluido na própria chaminé deve ser calculada e esta também aumenta com a altura linear da chaminé, além de ser uma função da velocidade dos gases. Para o cálculo da perda de carga na chaminé, assume-se que a chaminé comporta-se como um duto, e uma altura excessiva da

chaminé pode ter o efeito inverso de diminuir a depressão disponível para a caldeira por excesso de perda de carga. Para tiragem natural, as velocidades recomendadas estão na faixa dos 4 a 8 m/s. Com tiragem artificial pode-se chegar a valores da ordem de 10 a 15 m/s. O comportamento de todo o circuito de circulação dos gases na caldeira em função da vazão de gases é apresentado na figura 9 em contraposição a curva de funcionamento típica de um ventilador. O ponto de equilíbrio deve ser atingido quando para uma mesma vazão, as duas curvas características apresentam a mesma diferença de pressão. É óbvio que isto só ocorre num ponto, e para que os sistema tenha operação flexível numa ampla faixa de vazão de gases, a curva característica da perda de carga é modificada com adição de dispositivos de contrôle, tais como válvulas de regulagens de vazão, as quais introduzem uma perda de carga variável conforme sua posição de abertura. Este é o sistema mais comum e barato, porém muitas vezes implica num consumo extra operacional de pressão. Em grandes sistemas, onde os custos operacionais são expressivos, um outro método é modificar-se a curva característica dos ventiladores e exaustores através da variação da rotação do ventilador, com o auxílio de variadores de velocidade eletromagnéticos, hidráulicos ou de outros dispositivos.

Figura 9 - Curva característica de um

ventilador centrífugo e do circuito de perda de carga de gases.

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Figura 10 - Grau de rugosidade de tubos em

função dos diâmetros e dos materiais.

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Figura 11 – Diagrama de Moody para cálculo de carga no interior de dutos.

EXERCICIOS CAP. 5 Uma caldeira flamotubular queimando óleo combustível tem dimensões da fornalha de 1,0 m no diâmetro interno e 4,3 m no comprimento. Calcular o consumo de óleo e a produção de vapor a 15 bar man. dadas as seguintes informações: temperatura dos gases na saída da fornalha: 1100 ºC temperatura dos gases na chaminé: 270 ºC óleo: PCI 9200 kcal/kg, A/C esteq=14,7 excesso de ar 35% emissividade da fornalha: 0,85 água de alimentação: 27 ºC Em uma caldeira aquatubular, queimando bagaço, deverá ser instalado um economizador, baixando a temperatura dos gases de 350 para 250º C. Se a água de alimentação está a 50º C, qual deve ser a temperatura de saída da água no economizador. Faça uma estimativa da área de troca de calor necessária, considerando as seguintes condições: velocidade máxima dos gases: 18 m/s diam. externo dos tubos: 50 mm arranjo quiconcio, número de fileiras maior que 10 coeficiente de película interno (lado da água): 1500 W/m2 ºC vazão de gases: 75.000 kg/h produção de vapor: 30 ton/h Uma caldeira flamotubular a óleo residual tem fornalha com dimensões diâmetro 0,7m comprimento 3,75 m e mais 2 passes nos tubos, com um total de 134 tubos de 56 mm diâmetro interno e 3750 mm de comprimento. Para um consumo de óleo de 250 kg/h e temperatura de saída dos gases de 250 ºC, qual deve ser a temperatura média dos gases na fornalha e sua produção de vapor total a 10 bar rel.? Óleo residual : PCI 9.200 kcal/kg rel. A/C esteq. 14,2, excesso de ar 35% Agua de alimentação: 50º C Um superaquecedor de convecção tem tubos de diametro externo 50 mm, com arranjo paralelo e passo 75 mm. Está localizado logo após a saída da fornalha, onde gases a 1050 ºC escoam a velocidade de 12 m/s. Determine a área de troca do superaquecedor para produção de 50 ton/h de vapor superaquecido a 350 ºC, 40 bar rel. Considere o coeficiente interno de película do vapor escoando sendo da ordem de 1500 W/m2 K, e o fluxo total de gases de 70.000 kg/h. Caldeira a lenha tem 15 m2 de área de troca na fornalha, operando com temperatura média de 1000 ºC, e gerando vapor saturado a 25 bar rel. Calcule o consumo de lenha nestas condições,

com 100% de excesso de ar, e a produção de vapor se a temperatura de saída dos gases da caldeira é de 200 ºC. Lenha com umidade 25%, PCI:(b.u.) 3160 kcal/kg A/C esteq.(b.s.): 6,0 emissividade combinada : 0,75 No caso de substituição eventual por óleo combustível, qual deve ser o consumo de óleo, com excesso de ar 40%, para ser mantida as mesmas condições de temperatura da fornalha? Óleo, PCI: 9200 kcal/kg A/C esteq 14,0 emissividade combinada: 0,87 Se a caldeira anterior for aquatubular, calcule a área de troca por convecção, utilizando tubos de diametro externo 2,5 pol., arranjo quicôncio, passo 80 mm, com mais de 10 fileiras por passe. Para efeito das propriedades dos gases de combustão, assuma as propriedades do ar. Uma caldeira flamotubular tem a seguinte configuração: e consome 200 kg/h de óleo, com 35% de excesso de ar. Determinar a temperatura da fornalha. a temperatura de saída dos gases e o vapor produzido (10 bar, sat) nestas condições, desprezando perdas de calor ao ambiente. Calcular a perdade carga dos produtos de combustão Emissividade combinada da fornalha: 0,8 Um estudo de dispersão de gases de chaminé, para caldeira que exala 90.000 kg/h de produtos de combustão a 230ºC, determinou uma altura de chaminé de 65 metros e velocidade de saída de 18 m/s. Nesta condição, determine o efeito líquido da presença da chaminé na perda de carga do circuito de gases da caldeira. Um superaquecedor de radiação, para caldeira a óleo combustível com emissividade de fornalha 0,85 e temperatura média 1100 ºC, produz 65 ton/h de vapor 70 bar, 450ºC, com velocidade do vapor da ordem de 35 m/s em carga máxima, e tubos de diâmetro externo 75 mm e espessura de parede 6,5 mm. Determine a área de troca de calor do superaquecedor de modo que a temperatura máxima dos tubos não ultrapasse 510ºC. A caldeira deve ser projetada para operação entre 35 e 110% da carga de trabalho.

Uma caldeira de bagaço tem fornalha com 45 m2 de superficie de radiação. A emissividade para combustão de bagaço é 0,7. Faça uma estimativa da produção de vapor, 21 bar sat. manométrica, limitando a temperatura média da fornalha a 1000 ºC. Suponha que a temperatura de saída dos gases de combustão na chaminé seja 250º C. Bagaço: PCI (b.u.)= 2100 kcal/kg umidade(b.u.): 50% A/C esteq.(b.u.)= 3,5 excesso de ar 50% Uma caldeira queimando gás natural (considere 100% metano), tem área de radiação da fornalha de 35 m2. Supondo a emissividade combinada da fornalha sendo 0,70, determine a temperatura de saída dos produtos de combustão da zona de radiação, se a caldeira opera com 10% de excesso de ar. Consumo de combustível: 850 kg/h Pressão de vapor: 10 bar, relativa, saturado. Caldeira aquatubular tem os seguintes dados de operação: Vapor saturado a 25 bar rel. água de alimentação: 50 ºC temperatura de saída dos gases: 350 ºC óleo combustível, excesso de ar 25% perdas estimadas (exceto gases da chaminé): 5% Calcular o rendimento térmico da caldeira. A adição de um recuperador de calor, baixando a temperatura dos gases da chaminé para 260 ºC, através do pré-aquecimento do ar de combustão deve proporcionar que economia de combustível? Nêste caso, qual a temperatura de entrada do ar na fornalha?

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cap. 6 - SEGURANÇA NA OPERAÇÃO DE GERADORES DE VAPOR

1 - FALHAS EM GERADORES DE VAPOR Caldeiras de vapor são potencialmente perigosas na medida em que guardam uma grande quantidade de vapor sob pressão, cuja liberação repentina causa explosão desastrosa. A energia contida num gerador de vapor depende da pressão de operação e do volume de água da caldeira. Caldeiras flamotubulares acondicionam maiores volumes que caldeiras aquatubulares, porém, as caldeiras flamotubulares estão limitadas em capacidade de produção de vapor. Grandes caldeiras são geralmente aquatubulares, porém, o volume que uma caldeira de grande porte acondiciona em seus tubulões é da mesma ordem de grandeza que o volume de uma pequena flamotubular. Isto significa que o potencial de perigo está fundamentalmente na pressão de operação da caldeira. O perigo de explosão no lado do vapor existe por três principais motivos: - excesso de pressão, - falta de água na caldeira, ou - excesso de incrustação interna. 1.1 Excesso de pressão

O excesso de pressão de vapor é uma falha de operação. Existem dispositivos automáticos que limitam a pressão de operação da caldeira, diminuindo ou bloqueando o fornecimento de energia térmica, através do controle do queimador ou da fornalha. Excedida a pressão de projeto da caldeira, o vaso pode explodir por exceder a tensão de ruptura e escoamento dos materiais que o compõe. Para evitar isto, as caldeiras são obrigatoriamente equipadas com válvulas de segurança, que liberam o excesso de pressão por abertura automática da válvula. A atuação da válvula de segurança é mecânica, a força proveniente da pressão interna da caldeira força a abertura do plug do obturador quando esta força supera a força da mola, a qual pode ser regulável. A falta de manutenção ou limpeza das mesmas podem ocasionar falha de funcionamento, devido a emperramento do conjunto. As válvulas de segurança devem ser

Figura 1 - Válvula de

segurança para caldeiras.

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reguladas para abertura na pressão 5% maior que a PMTP (Pressão Máxima de Trabalho Permitida) e devem permitir a descarga de vapor a uma taxa maior que a produção de vapor máxima da caldeira. A PMTP é estabelecida no projeto da caldeira, sendo igual a pressão de projeto, ou pode ser diminuída após algum tempo de operação, se uma inspeção por técnico habilitado determinar sua necessidade, geralmente ocasionada por processos normais de desgaste, tais como corrosão, ou falhas eeventuais dos dispositivos de segurança. A figura 1 apresenta um esquema de uma válvula de segurança. 1.2 - Falta de água na caldeira

A falta de água na caldeira causa

superaquecimento localizado do metal. O calor da chama é transferido por convecção à água da caldeira. As superfícies que recebem calor diretamente por radiação, ou mesmo por convecção na zona de alta temperatura tem que estar obrigatoriamente inundadas por água líquida. Os coeficientes de convecção do líquido saturado são muito maiores que o do vapor, de maneira que a troca de calor com o líquido mantém a temperatura do metal em valores próximos da temperatura do líquido saturado. A falta de água causa aumento da temperatura do metal, diminuindo assim sua resistência mecânica, podendo atingir o limite de escoamento na região não refrigerada, com consequente deformação e ruptura. A ruptura é sempre desastrosa,

causando geralmente propagação da fratura mesmo nas regiões não atingidas pela falta de água, ocasionando explosões. As caldeiras modernas gerlamente tem sensores do nível de água para contrôle automático da alimentação e um sensor de segurança, o qual corta alimentação de calor no caso de falta de água. Além disso, as caldeiras possuem um visor de nível, o qual deve ser supervisionado pelo operador. Normas de segurança determinam que sempre deve haver a presença do operador, mesmo que as caldeiras possuam dispositivos automáticos de contrôle e segurança.

Figura 3 - Elevação da temperatura média do tubo devido a presença de incrustação

interna.

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A figura 2 apresenta um esquema de um indicador de nível, acoplado a uma garrafa onde estão instalados os sensores de nível de água. 1.3 Incrustação interna Uma terceira causa de falha das caldeiras pode ser o excesso de incrustação interna. A evaporação continua da água na caldeira acumula dentro da mesma os sólidos em suspensão ou dissolvidos. Íons de cálcio e magnésio, principalmente, e sílica formam crostas aderentes internamente aos tubos de troca de calor. Tais incrustações aumentam a

resistência térmica, pois tem condutividade térmica muito menor do que a do metal. A consequência é o aumento localizado de temperatura do metal, já não refrigerado pelo líquido saturado. Diferenças de temperatura ocasionam trincas e vazamentos, e no limite, a falha total do tubo. A figura 3 dá exemplo quantitativo da elevação de temperatura do metal pela presença de incrustação. Outra causa importante de falhas em caldeiras é a corrosão interna, causada por má qualidade da água de alimentação. O principal desgaste corrosivo é devido a presença de oxigênio e dióxido de carbono dissolvidos. Oxigênio causa corrosão por oxidação do metal. Dióxido de carbono, forma com oxigênio dissolvido, ácido carbonico, diminuindo o pH da água da caldeira 2. TRATAMENTO DE ÁGUA DA ALIMENTAÇÃO . O tratamento da água da caldeira é fator importante na sua conservação. Os métodos de tratamento variam conforme a qualidade da água de alimentação e o porte da instalação de vapor. Caldeiras de pequeno porte tem a água geralmente tratada por introdução de produtos químicos diretamente na água interna da caldeira. Tais produtos visam a precipitação dos sólidos dissolvidos e em suspensão para posterior eliminação por descargas de fundo periódicas da caldeira. A tabela 1 apresenta requisitos gerais para a qualidade da água da caldeira conforme a pressão de trabalho.

Figura 2 - Indicador e contrôle de nível para caldeiras.

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Geradores de vapor de grande porte tem geralmente uma estação de tratamento de água de alimentação da caldeira. Os processos de tratamento variam com os requisitos e qualidade da água disponível para alimentação. A figura 4 mostra um fluxograma de um sistema de tratamento de água para caldeiras de média pressão. Caldeiras de alta pressão exigem água de alimentação de alta pureza, o qual é obtido com processo de desmineralização por resinas iônicas e catiônicas. Estas resinas absorvem os íons anions e cátions em solução na água, produzindo água de pureza comparável a água destilada. A figura 5 apresenta um fluxograma de um sistema de produçãoo de vapor que se utiliza de água desmineralizada. Os detalhes dos processos de tratamento de água não

fazem parte do escôpo deste curso, e podem ser encontrados na

literatura especializada.

Importante acessório de um sistema de alimentação de caldeiras de média e alta pressão é o desaerador, o qual elimina o oxigênio e outros gases dissolvidos. A solubilidade dos gases na água diminui com o aumento da temperatura. O desaerador aquece a água de alimentação através da injeção direta de vapor, até

Tabela 1 - Condicionamento de água no interior de caldeiras.

Figura 4 - Fluxograma de tratamento de água para produção de vapor em média pressão.

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temperatura ligeiramente maior que 100 ºC. O ar dissolvido e outros gases são eliminados pela purga contínua de gases e um pouco de vapor. A

figura 6 apresenta um esquema de desaerador.

Figura 6 - Desaerador térmico.

Figura 5 - Fluxograma geral de produção de vapor de

alta pressão com sistema de desmineralização.

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100

cap 7 - DISTRIBUIÇÃO DE ENERGIA TÉRMICA Na maioria das aplicações, energia térmica é gerada num equipamento específico, tal como uma caldeira ou aquecedor, e distribuída aos pontos de utilização através de um fluído de transporte, no caso, vapor de água ou fluído térmico. A distribuição de vapor ou fluído térmico é feita através de tubulações especialmente montadas para tal. Rede de tubulações de vapor ou fluído térmico tem que atender a certos requisitos de operacionalidade, manutenção e eficiência térmica. A operacionalidade se refere as possibilidades de se utilizar e controlar as condições de processo, tais como as vazões, temperaturas e pressões dos fluídos de transporte de energia, com eficiência e segurança. Para isso a distribuição de fluído é feita através de redes e ramos de tubulações, controladas por válvulas manuais ou de controle automático e dispositivos de segurança. A tubulação necessita normalmente de pouca manutenção, porém, seus acessórios já citados necessitam de maiores cuidados. Válvulas e interligações roscadas são suscetíveis a vazamentos, o que representa perda de energia e , se o fluído for inflamável, risco de incêndio ou explosão. 1 - Materiais para tubulações Tubulações para transporte de vapor e fluído térmico são de materiais metálicos, sendo o aço carbono a liga mais usada, por ser de mais baixo custo e atender a boa faixa de temperaturas de operação. Tubos de aço carbono são fabricados em diversas bitolas e espessuras de parede, podendo ter costura (solda longitudinal) ou sem costura. Para condições mais críticas de pressão e temperatura o tubo sem costura é preferível. A maioria dos fabricantes nacionais seguem especificações da ASTM (Americam Association of Testing of Materials) e suas respectivas normas. Aços carbono comuns são normalmente usados até temperaturas de 280 ºC, podendo chegar até o limite de 400 ºC quando as especificações de composição, resistência mecânica e controle de qualidade são mais rígidas. Acima desta temperatura são utilizados aços-liga, onde entram pequenas quantidades de metais de liga tais como níquel, cromo e molibdênio. Estes aços de baixa liga são utilizados normalmente até a temperatura de 530 ºC. Acima destas temperaturas, aços inoxidáveis e aços refratários são recomendados. A tabela 1 apresenta recomendações da máxima temperatura de utilização de aços. 2 - Ligações entre tubos Uma rêde de tubulações deve ser montada através da ligação entre varas de tubos. O meio mais comum e seguro é soldagem de tôpo, recomendada para diâmetros acima de 2". Pela dificuldade de se soldar com qualidade tubos de pequeno diâmetro a solda de tubos abaixo de 2" deve ser feita de encaixe, com o auxílio de conexões e acessórios

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especiais para isto. A solda de encaixe garante vedação estanque e boa resistência mecânica. Tubos de pequeno diâmetro e ramais curtos, operando a baixas pressões ( p. ex. até 7 kgf/cm2) podem usar ligação com rôsca contanto que o fluído não seja inflamável ou a possibilidade de um vazamento não represente perigo ou parada indesejável de manutenção. A interligação da tubulação com equipamentos, tais como bombas, tanques, trocadores de calor, exige que seja possível a desmontagem para manutenção dos mesmos. O meio mais prático é a ligação com flanges, as quais são normalizadas em dimensões, materais e aplicações de serviço. A figura 1 apresenta esquemas para ligação por solda de encaixe e a figura 2, por flange. A figura 3 mostra alguns tipos de flanges e a figura 4 apresenta curvas de pressão admissível para flanges de aço carbono.

Tabela 1 - Máxima temperatura de utilização para algumas ligas de aço

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Figura 1 - Ligação de solda de encaixe para tubos.

Figura 2 - Ligação flangeada entre tubos.

Figura 3 - Tipos de flanges para tubos.

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3 - Válvulas e acessórios As válvulas tem como principal finalidade controlar o fluxo de fluído na tubulação. Quanto ao tipo específico podemos classificar as válvulas em: - válvulas de bloqueio, - válvulas de regulagem manual de fluxo, - válvulas de retenção e - válvulas de contrôle. Válvulas de bloqueio: tem como função estabelecer ou interromper um fluxo. Estas válvulas devem trabalhar completamente abertas ou totalmente fechadas. Quando em operação tem praticamente o mesmo diâmetro interno da tubulação, introduzindo assim, pouca perda de carga no fluxo. Os principais tipos são: de gaveta, de macho, esfera e de comporta. Válvula de regulagem de fluxo: são válvulas que permitem uma regulagem manual do fluxo através da regulagem da abertura do obturador. Os principais tipos são: globo,agulha, borboleta e de diafragma. Válvula de retenção: permitem fluxo em um só sentido. São aplicadas nas saídas de bombas, caldeiras, etc. , a fim de impedir o retôrno de fluído em paradas de operação ou outros eventos. Os tipos mais usados são: de esfera, de portinhola, de levantamento. Válvulas de controle: são válvulas automáticas que controlam uma determinada grandeza do processo através de algum sinal elétrico, pneumático ou mesmo a pressão da própria linha de fluído. Estas válvulas podem controlar a pressão à montante, a pressão à jusante ou temperaturas de processo. O controle pode ser por diafragma interno ou por um dispositivo externo, pneumático, mecânico ou elétrico. As figuras 5, 6 e 7 apresentam alguns tipos de válvulas.

Figura 4 - Pressão de trabalho admissível para flanges de aço carbono, de

acôrdo com a norma ANSI B.16.5.

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Figura 5 - Diversos tipos de válvulas.

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Figura 6 - Válvula de pistão, usada para vapor.

Figura 7 - Válvula globo de passagem reta, utilizada para circuitos de óleo térmico.

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Aplicações de válvulas em sistema térmicos: A tabela 2 apresenta recomendações para seleção de materiais e válvulas para distribuição de vapor, em relação a pressão e temperatura. Para bloqueio de vapor em diâmetros até 8", as válvulas recomendadas são as de globo, as quais, apesar de ser concebida como uma válvula de regulagem, apresenta vedação mais estanque que as válvulas de gaveta. Vazamentos contínuos de vapor provocam grande erosão, danificando em pouco tempo a sede da válvula gaveta. Para maiores diâmetros, o custo de uma válvula globo já compensa um maior cuidado na produção de válvulas gavetas estanques. Vedação e estanqueidade também é requisito fundamental em válvulas para fluído térmico, já que estes podem ser inflamáveis na temperatura de operação, não admitindo vazamentos. Para fluído térmico até 400 ºC é usada geralmente válvulas de corpo laminado e passagem reta, com obturador angular e pontas para solda. Alguns modelos destas válvulas possuem fole de vedação em aço inoxidável garantindo boa estanqueidade em relação a vazamentos externos.

Tabela 2 - Recomendações de materiais para tubulações de vapor.

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4 -Purgadores de vapor: A perda de calor em linhas de vapor saturado produz a formação de condensado. A densidade do condensado aliado as altas velocidades de fluxo de vapor faz com que a presença do mesmo seja indesejável nas linhas de distribuição, já que, o condensado acelerado pelo vapor pode provocar erosão e golpes de ariete nas linhas, além de diminuir a secção transversal útil para condução do fluído. A drenagem das linhas de vapor, bem como dos equipamentos que utilizam vapor condensando é feita pelos purgadores de vapor. Estes acessórios tem como finalidade principal descarregar líquido saturado para fora da linha de vapor. A descarga pode ser feita diretamente ao ambiente externo, ou, se for economicamente viável, pode ser feita numa tubulação ou tanques especialmente projetados para o retorno de condensado a caldeira. A utilização de condensado na alimentação das caldeiras, provoca grande economia de energia e economia operacional no tratamento da água de alimentação. Numa linha de distribuição de vapor, os purgadores devem ser aplicados em todos os pontos onde possa haver acúmulo de líquido, tais como, os pontos mais baixos da tubulução, os finais de linha, antes de válvulas de bloqueio e derivações ascendentes. Os principais tipos de purgadores compreendem: - purgadores mecânicos, - termostáticos, - termodinâmicos Os purgadores mecânicos agem por diferença de densidade. A presença de líquido no purgador aciona um mecanismo que abre uma válvula de descarga do condensado, até drenar completamente. Neste tipo estão os purgadores de bóia e de panela invertida. (figura 8 e 9). Os purgadores termostáticos agem pela diferença de temperatura entre o líquido saturado que se resfria e o vapor saturado, ambos a mesma pressão. Dentro desta classificação estão os purgadores de expansão metálica, o de expansão líquida e os termostáticos de fole. (figura 10). O purgador termodinâmico é o tipo mais simples, e mais barato, e por esta razão é o mais utilizado, sendo que algumas vezes até inadequadamente. A figura 11 mostra o principio de funcionamento. O condensado saturado se resfria , resfriando também o vapor acumulado sobre o disco de vedação. Com a diminuição de temperatura desta massa de vapor, cai também a pressão, permitindo o levantamento do disco e expulsando completamente o líquido. Quando o líquido é completamente drenado o fluxo continua com vapor e neste caso aumenta a velocidade de saída, diminuido assim a pressão sob o disco de vedação. A pressão do vapor abaixa o disco sobre a sede interrompendo a descarga. Estes purgadores tem funcionamento intermitente e necessitam que algum vapor vivo seja descarregado para que se efetue o fechamento. Tem capacidade de drenagem limitada, em comparação com outros tipos e sua aplicação mais típica é em linhas de distribuição e pequenos aquecedores, onde a vazão de condensado é baixa.

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Figura 8 - Purgador de vapor de

panela invertida.

Figura 9 - Purgador de vapor de bóia.

Figura 10 - Purgador de vapor termostático.

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Para grandes vazões de condensado e funcionamento contínuo, os tipos mais adequados são os mecânicos, principalmente os de bóia. O funcionamento do purgador depende da diferença de pressão entre a linha a a descarga, e por este motivo, a contrapressão de linhas de retorno de condensado deve ser considerada quando da seleção de purgadores. A figura 12 apresenta uma curva típica de funcionamento.

Figura 11 - Esquema de funcionamento

de purgador termodinânico.

Figura 12 - Curva típica de funcionamento de purgador de bóia.

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5 - Dimensionamento e flexibilidade de tubulações O dimensionamento de tubulações é feito no sentido de se minimizar a perda de pressão devido ao escoamento com um mínimo de investimento. Assim, perdas de pressão são inevitáveis e admitidas, a fim de limitar os diâmetros de tubulações por questões obviamente economicas. A perda de pressão admitida depende das condições de geração e utilização nos processos. De uma maneira geral poderíamos sugerir um máximo de 2 a 5% da pressão de geração para baixas e médias pressões, e um valor um pouco menor para altas pressões. A perda de pressão num sistema de fluído térmico é compensada pela bomba de circulação. O correto dimensionamento deve levar em conta o investimento e o custo operacional do sistema de bombeamento. Valores típicos para circuitos de óleo térmico de porte médio são perdas de pressões da ordem de 2 a 3 kgf/cm2. Quando o comprimento do circuito é grande o suficiente para impor maiores perdas de carga, ou maiores diâmetros de tubulações, a fim de se diminuir a velocidade, é preferivel acrescentar uma estação de bombeamento no meio do circuito, o qual geralmente é mais barato que o aumento do diâmetro da tubulação. Maiores diâmetros implicam em maiores custos por parte dos acessórios e isolamento térmico, além de aumentar a área disponível para perda de calor. Flexibilidade de tubulações: As tubulações são construidas geralmente a temperatura ambiente e depois colocadas em funcionamento. Um aumento de temperatura de 200 ºC em uma linha de aço carbono provoca uma dilatação linear de 230 mm em 100 metros de tubulação. Este aumento de comprimento linear tem que ser absorvido pela tubulação sem provocar grandes tensões que possam conduzir a uma falha mecânica. Uma geometria com muitas mudanças de direção pode ser suficiente para maioria dos casos, mas grandes linhas de distribuição necessitam de requisitos adicionais. A flexibilidade de tubulações só pode ser prevista após o traçado e dimensionamento da mesma e deve ser verificada. Em linhas de grande comprimento pode ser adicionado curvas de expansão, a fim de absorver a dilatação dentro dos limites máximos de tensão previstos por norma. O cálculo preciso da flexibilidade é extremamente trabalhoso, obtendo-se bons resultados apenas com a utilização de recursos de computação. Algumas geometrias simples de tubulações estão calculadas e colocadas em ábacos especiais que podem ser encontrados na literatura especializada.

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Distribuição de Vapor Numa central térmica, onde uma ou mais caldeiras produzem vapor para utilização pela fábrica, a distribuição de vapor deve suprir requisitos básicos de operacionalidade e manutenção. O vapor saindo da caldeira não deve ser enviado diretamente para consumo, principalmente quando mais de uma caldeira faz parte da central de produção de vapor. A interligação das caldeiras com os pontos de consumo é feita, por exemplo, conforme fluxograma da figura 13. Vapor é enviado a um coletor

distribuidor de vapor, e daí para distribuição aos pontos de consumo. É

Figura 13 - Fluxograma típico da distribuição em central de geração

de vapor.

Figura 14 - Esquema de coletor- distribuidor de vapor.

Figura 15 - Estação redutora de pressão de vapor.

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claro que sòmente podem ser interligadas caldeiras com mesma pressão de operação. A figura 14 mostra um desenho esquemático de um coletor- distribuidor de vapor. Muitas vezes, a utilização do vapor em alguns pontos da fábrica deve ser feita a uma pressão menor que a do vapor gerado pela central térmica. A redução da pressão é feita através de uma válvula redutora de pressão, geralmente controlada por um pilôto ligado a montante da válvula. A figura 15 mostra um esquema típico de uma estação redutora de pressão de vapor. 2 - ISOLAMENTO TÉRMICO Tubulações e equipamentos aquecidos perdem calor para o ambiente externo e portanto necessitam de isolamento térmico, tanto pelo fator de ecomonia de energia, como pelo fator segurança. Superficies aquecidas acima de 60 ºC podem provocar queimaduras quando em contacto com a pele. O acidente deve ser mais grave quanto maior a temperatura da superfície de contacto. A especificação e espessura do isolamento térmico é guiada normalmente pelo fator econômico. Maiores espessuras de isolamento proporcionam maior economia de energia, porém implicam também em maiores investimentos. A espessura ótima e economica de isolamento pode ser calculada se tivermos dados do custo da energia térmica, do custo do isolamento e da sua vida útil. A figura 16 apresenta um gráfico qualitativo representando tais cálculos. 2. 1 - Transferência de calor:

Figura 16 - Espessura econômica de

isolamento térmico.

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Superfícies aquecidas perdem calor ao ambiente externo por convecção natural e por radiação. Embora a radiação tenha grande influência em altas temperaturas, nas situações de isolamento térmico, devido aos baixos coeficientes de película por convecção, seu valor não deve ser desprezado, chegando, em muitas situações, a ser o mecanismo de transferência de calor predominante. A perda de calor por convecção natural pode ser expressada pela seguinte equação:

Q ( )0TTAhQ sc −=& onde Q = calor perdido (W) hc = coeficiente de convecção (W/m

2 ºK) A = área de transferência (m2) Ts = temperatura da superfície (ºK) T0 = temperatura do ar ambiente (ºK) O coeficiente de película hc é função da geometria da superfície, sua posição (horizontal, vertical, etc. ) e da velocidade do vento, quando houver. As correlações apresentadas na literatura são geralmente de cálculo iterativo e mesmo assim de pouca precisão. Por esta razão, para aplicações usuais de engenharia, gráficos experimentais como o apresentado na figura 17 são normalmente satisfatórios.

Figura 17 - Coeficientes de transferência de calor para paredes verticais.

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A transferência de calor por radiação é representada pela equação:

( )404 TTAFQ sr −= εσ& onde: Qr = calor perdido po radiação (W) s = constante de Stepan-Boltzmann F = fator de forma geométrico e = emissividade da superfície Ts = temperatura da superfície (ºK) T0 = temperatura do ar ambiente (ºK) Nos casos de isolamento térmico, a diferença de temperatura é relativamente pequena, e a expressão elevada a quarta potência pode ser linearizada, transformando a equação em:

( )

( ) ( )0

4 0

4

0

TT TT

h

TTAhQ

s

s r

srr

− −

=

−=

σε

&

sendo: hr : coeficiente de troca de calor por radiação (W/m

2 ºK) O coeficiente de radiação hr, fica ainda dependente da temperatura da superfície, mas de uma maneira mais prática e permitindo o uso da figura 17. O calor total perdido é soma da quantidade de calor perdida por convecção e radiação, e assim a expressão pode ser simplificada pela soma dos dois coeficientes numa relação linear com a diferença de temperatura:

( ) ( )0TTAhhQ scr −+=& Após calculado o coeficiente de radiação para uma temperatura estimada de acordo com a fórmula anterior, este coeficiente apresenta bons resultados quando aplicado na equação acima. A tabela 3 apresenta alguns valores de emissividade de superfícies usuais. Para perda de calor ao ambiente externo o fator de forma F pode ser considerado igual a 1.

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Tabela 3 - Emissividades de algumas superfícies utilizadas em isolamento térmico

A espessura necessária do isolamento térmico é função da temperatura superficial máxima, imposta ou por fatores economicos, o qual vai limitar o calor perdido, ou por fator de segurança do trabalho. A transferência de calor por condução pode ser representada pela seguinte equação, no caso de parede de isolamento simples:

( )

L TTAKQ s−= 1&

onde: Q = calor conduzido no isolamento (W) A = área de troca (m2) T1 = temperatura da superfície interna (ºK) Ts = temperatura da superfície externa (ºK) L = espessura do isolamento(m) Para paredes compostas:

( ) ( ) ( )

3

43 3

2

32 2

1

21 1 L

TTAK L

TTAK L

TTAKQ −=−=−=&

ficando:



 

 ++

− =

3

3

2

2

1

1

41

K L

K L

K L

TT Q&

onde K = condutividade térmica dos isolamentos (W/m ºK) L = espessura das camadas respectivas (m),de acordo com o esquema da figura 18.

Superfície Temperatura (ºC) Emissividade

Alumínio polido 200 0,04

Alumínio comum 30 0,2

Chapa galvanizada 25 0,28

Chapa de amianto 40 0,96

Tinta alumínio 100 0,3

Esmalte branco 40 0,9

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2. 2 - Tipos de Isolamento Térmico: Materiais isolantes são geralmente materiais de baixa densidade e com estrutura tal que retenha pequenas quantidades de ar em seus poros. O ar parado é um grande isolante térmico. A porosidade dos isolantes tem que ser grande mas o tamanho dos poros não, caso contrário a criação de pequenas correntes de convecção natural aumentaria a transferência de calor. Os materiais isolantes tem também que resistir a temperatura de trabalho. Diversos materiais são usados, e dados completos de propriedades físicas devem ser requisitadas aos fabricantes. A tabela 4 apresenta alguns valores. Para baixas temperaturas, a fibra de vidro comum pode ser usada. Acima de 250 ºC, pode ser necessário lã de rocha. Quando há necessidade de alguma resistência estrutural, placas e peças de silicato de cálcio podem operar a médias temperaturas (até 850 ºC). Na faixa de altas temperaturas, (maior que 900 ºC), podem ser usados tijolos isolantes, que tem alguma resistência estrutural, porém uma maior densidade que os isolantes comuns, armazenando mais calor, o que seria indesejável em fornos e operações intermitentes. Mantas de fibra cerâmica resistem a altas temperaturas e tem baixa condutividade térmica e baixa densidade, sendo muito utilizada em fornos. Um fator negativo é o seu alto custo, porém a economia de energia que proporciona pode compensar. Os fabricantes de materiais de isolamento tem evoluido continuamente, e portanto uma tabela completa pode ficar rapidamente desatualizada.

Figura 18 - Condução de calor em parede

composta.

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Tabela 4 - Propriedades de alguns isolantes e refratários

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Para efeito de proteção do isolamento térmico usa-se um revestimento externo com algum material metálico, que pode ser folhas de papel aluminizado, chapas finas de alumínio ou aço galvanizado. A escolha destes materiais ocorre também devido a sua baixa emissividade, diminuindo assim as perdas de calor por radiação. No cálculo do isolamento térmico deve ser considerado o tipo de superfície externa, para escolha dos coeficientes de radiação apropriadados. Armazenamento e alimentação de Combustível Líquido O armazenamento e alimentação de combustíveis dentro da planta industrial tem seus requisitos dependentes do tipo de combustível. Combustíveis sólidos a granel são geralmente armazenados em áreas sobre o solo e a manipulação e transporte é determinada pelos volumes consumidos. Combustíveis gasosos armazenados a granel são utilizados geralmente tanques cilindricos verticais tais como os de GLP industrial. Os requisitos de instalação destes tanques são regidos por normas rígidas de segurança e seus detalhes não seráo tratados neste curso. Óleos combustíveis representam ainda grande parcela do consumo de combustíveis para geração de vapor. O armazenamento de óleos combustíveis e outros combustíveis líquidos é feito em tanques verticais montados diretamente sobre o solo. Tais tanques são construídos em chapoas de aço carbono soldadas e o projeto, fabricação re montagem destes tanques é regiso, no Brasil, pela norma técnica ABNT NB-89 - Tanques Soldados para Armazenamento de Petróleos e Derivados. A figura 19 apresenta um esquema deste tanque. Os tanques de derivados de petróleo devem ser instalados em bacias de contenção, conforme esquematizado na figura 20. Estas bacias são construções de alvenaria ou barreiras de terra, de tal formas que o volume de combustível armazenado no tanque possa estar contido dentro de tal bacia. Tal medida visa evitar a propagação de incendios devido a uma súbita ruptura ou vazamento do tanque. Quando o combustível a armazenar tiver viscosidade elevada a temperatura ambiente, o tanque deve conter dispositivos de aquecimento a fim de manter a temperatura do óleo a uma temperatura onde a viscosidade permitas seu bombeamento. O dispositivo de aquecimento pode ser de resistencia elétricas, serpentinas de vapor ou similares. Vapor é

normalmente mais usado pela facilidade de contrôle de temperatura e baixo custo. A figura 21 apresenta um esquema de um tanque de óleo combustível com serpentinas de vapor no fundo do tanque. Além de serpentinas podem ser utilizados trocadores de calor tipo baioneta, os quais são inseridos no tanque através de uma montagem em flange no costado do tanque.

Figura 19 - Bacia de contenção em volta de tanque de combustível.

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Figura 21 - Serpentina de aquecimento de óleo combustível em fundo

de tanque.

Figura 20 - Tanque para armazenamento de derivados de petróleo.

Exercício capitulo 7 1) Um trocador de calor operava com vapor saturado a 7 bar rel. e descarregava o condensado através de um purgador de bóia para a linha de retôrno de condensado. Após modificação no retôrno de condensado, onde a linha de retôrno passou a descarregar num tanque de condensado pressurizado a 5 bar rel., a capacidade do trocador de calor diminuiu. Explique a provável causa. (1,5) 1) Após uma modificação do sistema de retôrno de condensado, onde foi instalado um tanque de condensado pressurizado, ao nível de solo, os dispositivos de segurança de uma caldeira detectaram frequentemente nível abaixo do normal na .água da caldeira. A caldeira gera vapor saturado a 21 bar(man.), o tanque de condensado é mantido a 5 bar(man.), inclusive com extração de vapor saturado, e a bomba está instalada 0,3 m abaixo do fundo do tanque. O tanque é horizontal com diâmetro de 1,7 m. Explique a provavel causa de falta de água na caldeira e proponha uma solução. (1,0) 4) Um aquecedor a vapor, utilizado para pasteurização de leite, drenado com um purgador termodinâmico de condensado, apresentava constante oscilação na temperatura de saída do leite. Após a substituição do purgador termodinâmico por um purgador tipo bóia, o problema foi resolvido. Explique porquê? (1,0) 5) Porque na instalação abaixo, o corpo da válvula “A” rompeu alguns ciclosde operação após a instalação do sistema? 1) Um trocador de calor operava com vapor saturado a 7 bar rel. e descarregava o condensado através de um purgador de bóia para a linha de retôrno de condensado a pressão atmosférica. Após modificação no retôrno de condensado, onde a linha de retôrno passou a descarregar num tanque de condensado pressurizado a 5 bar rel., a capacidade do trocador de calor diminuiu. Explique a provável causa.

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cap. 8 - AQUECEDORES Alguns processos que necessitam aquecimento possuem características especiais que não fazem do vapor a melhor opção técnica ou ecônomica. Aquecedor é um termo genérico que se aplica a um equipamento que transfere calor a um fluído. Pode ser um simples trocador de calor alimentado por vapor ou um trocador aquecido por resistência elétrica ou combustão. Neste capítulo vamos tratar como aquecedor o equipamento que transfere calor a um fluído através da combustão, sem ocorrer mudança de fase do fluído. Aquecedores podem transferir calor a um líquido ou a um gás, que tanto podem ser um fluído que faz parte do processo de fabricação ou um fluído intermediário de transferência de calor. Como exemplo, plantas de destilação de petróleo fazem uso de fornos de aquecimento para aquecer diretamente o petróleo. Vapor de água a 250ºC tem pressão de saturação de 40 kgf/cm2. Pequenas plantas químicas que necessitam temperaturas desta ordem não tem no vapor a melhor solução, já que a pressão correspondente inviabilizaria economicamente os equipamentos e a instalação. Aquecedores de fluído térmico utilizam fluídos especiais como meio de transferência de calor, atendendo a uma faixa de temperatura maior que vapor a médias pressões de saturação, operando com pressões relativamente baixas. Equipamentos de secagem podem necessitar muitas vezes de ar ou gases a alta temperatura, utilizando-se também de aquecedores a chama direta ou indireta. 1.1 - Aquecedores de fluído térmico Fluídos de transferência de calor incluem água, óleos e compostos orgânicos, silicones e metais líquidos, operando geralmente na fase líquida. Algumas instalações operam com mudança de fase, e são denominados "Vaporizadores" de fluído térmico". Aquecedores de fluído térmico são usados para transferir calor de um local a outro, especialmente onde o espaço é limitado, ou existe um número grande de pontos de uso, ou onde a temperatura precisa ser controlada rigorosamente, e sempre que vapor de água, por limitações já citadas, não pode ser usado. A instalação típica inclui um aquecedor por resistência elétrica ou combustão, uma bomba de circulação, tubulações, tanques de depósito e tanques de expansaão do fluído de aquecimento. A figura 1 mostra um fluxograma padrão.

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1.2 - Fluídos de transferência de calor As principais características para um bom fluído de transferência de calor são: - não corrosivo, não inflamável e atóxico, - alta temperatura admissível de trabalho, - alto coeficiente de película (baixa viscosidade, alta capacidade calórifica e alta condutividade térmica), - estabilidade química a temperatura de trabalho, - baixa pressão de vapor, - baixo ponto de congelamento. Óbviamente é difícil encontrar um fluído que satisfaça todas as condições desejadas numa grande faixa de temperaturas. Diversos tipos de fluidos são industrializados e empregados em aplicações específicas. A tabela 1 apresenta uma tabela geral de propriedades de alguns fluídos.

Figura 1 - Fluxograma básico de um sistema de aquecimento por

fluido térmico na fase líquida.

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Tabela 1 - Propriedades de alguns fluidos de transferência de calor.

Nome comercial

Therminol 66 Teresso 32 Teresso 77 Dowtherm A

Tipo Terfenil modificado

parafínico parafínico difenil-óxido difenil

Densidade relativa a 20 ºC

1,00 0,864 0,875 1,056

Viscosidade a 37 ºC (kg/sm)

0,03 0,027 0,074 0,0025

a 150 ºC 0,0016 0,002 0,0032 0,0006

a 260 ºC 0,00054 0,00053 0,00072 0,00026

Calor específico a 150 ºC (J/kg ºC)

2050 2385 2300 1840

Condutividade térmica a 150 ºC (W/m ºC)

0,11 0,149 0,122 0,126

Expansão

% por 100 ºC

9,1 8,15 8,15 13,7

Congelamento -26 ºC -20 ºC -14 ºC 12 ºC

Ponto de fulgor

177 ºC 194 ºC 207 ºC 124 ºC

Pressão de Vapor a 160 ºC (atm)

0,005 0,019 0,003 0,067

Ponto de ebulição a pressão atmosférica

339 ºC

(10% do total)

382 ºC

(5% do total)

435 ºC

(5% do total)

257 ºC

- Óleos Minerais: Óleos minerais derivados de petróleo são produzidos como fluídos térmicos, e são geralmente uma mistura de hidrocarbonetos de características semelhantes. São largamente utilizados pelo seu baixo custo. A temperatura máxima de serviço é da ordem de 300º C, o que limita a temperatura de processo até 250-270 ºC. A pressão de vapor é baixa, geralmente menor que 1 atm nas temperaturas de operação. -Fluídos sintéticos

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São fluídos compostos por uma mistura variada de aromáticos e compostos bem definidos. Sua faixa de trabalho está na ordem de 350 ºC, o que permite temperaturas de processo até 300-315 ºC. O ponto de ebulição atmosférico é da ordem de 260-340 ºC e o sistema precisa ser pressurizado a pressões relativamente baixas: 1 a 2 atm. Algumas marcas de fluídos podem ser utilizados com mudança de fase. -Difenil-óxido de difenil A mistura eutética difenil-óxido de difenil é comercializada sob diversas marcas e é largamente utilizada em sistemas de fluído térmico. Foi provavelmente o primeiro fluído sintético, mas difere um pouco das propriedades das misturas aromáticas. Pela sua alta estabilidade térmica pode ser usado até 400 ºC, permitindo processos da ordem de 350 ºC. Tem pressão de vapor de 11 atm a 400 ºC e 5,5 atm a 350 ºC, podendo ser usado na fase vapor, ainda a um pressão bem menor que vapor de água. A baixas temperaturas tem a menor viscosidade em comparação a outros fluídos, mas congela a 12 ºC. Durabilidade dos fluídos térmicos: Todos fluídos orgânicos são degradados pelo aquecimento. Craqueamento térmico pode ocorrer nos óleos minerais produzindo frações mais pesadas e produtos voláteis, abaixando o ponto de fulgor e aumentando a pressão de vapor. Pode ocorrer problemas de bombeamento do fluído por vaporização na sucção da bomba. Carbonização normalmente ocorre em pontos mais quentes do circuito, os quais ocorrem evidentemente dentro do aquecedor. Carbonização e polimerização aumentam a viscosidade do fluído e reduz o coeficiente de película, aumentando assim sua temperatura em pontos de baixa velocidade ou de máxima radiação térmica. O controle da intensidade de chama, principalmente nas partidas do sistema é importante para se evitar a degradação do fluído ou falha dos tubos do aquecedor. 1.3 - Tipos de aquecedores: Aquecedores de fluído térmico a combustão são normalmente fabricados a partir de capacidades de 200.000 kcal/h e podem atingir até 5.000.000 kcal/h ou mais. Para capacidades menores que 200.000 kcal/h a utilização de queimadores é impraticável e normalmente são aquecidos por resistência elétrica. O modelo mais comum se constitue de uma serpentina helicoidal de tubo para circulação do fluído com a chama do queimador localizada no seu eixo axial. A zona de radiação é a parte interna desta serpentina e a zona de convecção pode ser a área externa da serpentina ou ainda possuir um feixe de convecção. Do lado do fluído a serpentina é geralmente contínua, tendo um ou dois passes de fluído. A figura 2 mostra alguns esquemas básicos de aquecedores horizontais e verticais. A figura 3 apresenta um aquecedor vertical para combustível sólido e a figura 4 um aquecedor horizontal, para queima de óleo combustível.

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Grandes velocidades de circulação é utilizado para se atingir altos coeficientes de película dentro do aquecedor. A perda de carga é da ordem de 1 a 2 kgf/cm2. Pela alta temperatura de saída dos gases de combustão, controlado pela temperatura de operação do sistema, a eficiência térmica de aquecedores é da ordem de 80% ou menos. Sistemas de recuperação de calor não são geralmente utilizados dada a pequena capacidade média destes aquecedores. Aquecedores de porte pequeno e médio são geralmente cilíndricos verticais ou horizontais. O aquecedor vertical é preferível pela possibilidade de drenagem completa do sistema. Aquecedores de grande capacidade podem ter outras forma geométricas; alguns modelos são projetados como fornos com paredes de tubos de fluídos, de circulação contínua, com 2 ou mais passes.

Figura 2 - Esquemas construtivos de aquecedores de fluidos térmicos.

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A capacidade térmica de produção de calor num aquecedor é definida pelas temperaturas de entrada e saída do fluido de transferència de calor, segundo a equação:

Figura 3 - Aquecedor de fluido térmico para combustível sólido.

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( )es TTCpmQ −= && onde: Q : capacidade térmica (W) m : fluxo de massa de fluido térmico (kg/s) Cp : calor específico do fluido térmico (J/kg ºC) Ts : Temperatura de saída do fluido térmico (ºC) Te : Temperatura de entrada do fluido térmico (ºC) Geradores de gases quentes Equipamentos de secagem necessitam de gases quentes e relativamente secos para efetuar a secagem. Geradores de gases quentes produzem uma corrente de gás a temperatura determinada através da combustão e mistura direta com ar ambiente. A proporção de mistura do ar a temperatura ambiente com os produtos de combustão é que vai determinar a temperatura de saída dos gases. A mistura tem que ser feita geralmente depois da câmara de combustão, pois um excesso de ar diretamente na zona de queima

Figura 4 - Aquecedor de fluido térmico horizontal a óleo combustível.

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abaixaria a temperatura de combustão e diminuiria a estabilidade da chama. A figura 5 apresenta dois esquemas de geradores de gás quente por mistura direta.

A eficiência térmica do gerador é alta, já que os produtos de combustão são a própria energia que deve ser gerada. Num sistema que utiliza gás quente como fonte de energia, as ineficiências estariam localizadas exatamente nos pontos de consumo ou distribuição. Processos que necessitam de ar não contaminado com produtos de combustão utilizam gerador de ar quente com trocador de calor, de maneira que os produtos de combustão não tenham contato direto com o ar de processo. O trocador de calor deve ser de material inoxidável, já que os baixos coeficientes de troca de calor do ar, por convecção, produzem altas temperaturas das superficies de transferência. Neste caso, a eficiência térmica já não é alta, pois os produtos de combustão são exauridos para o ambiente a temperatura maior, da mesma maneira que uma caldeira ou aquecedor.

Figura 5 - Dois sistemas de geradores de gases quentes.

EXERCÍCIOS CAP. 8 Um aquecedor de fluido térmico de capacidade 300 kW utiliza óleo parafínico (Teresso 32) e temperatura de saída 280 ºC, entrando a 250 ºC. Se o volume total de óleo no sistema de aquecimento é de 5 m3, qual deve ser a capacidade do tanque de expansão, a fim de permitir a expansão do óleo da temperatura ambiente até a temperatura máxima de operação? Qual a capacidade volumétrica da bomba de circulação? Se o rendimento térmico global do aquecedor é de 75%, qual o consumo de .óleo combustível? Um aquecedor de fluido térmico, utiliza Difenil como fluido de troca de calor, e sua capacidade nominal é 1.500.000 kcal/h. Para operação a temperatura de saída de 280º C e 20º de diferença de temperatura, determine a capacidade volumétrica da bomba de circulação. Um aquecedor de fluido térmico de capacidade 200 kW utiliza óleo Therminol 66 e temperatura de saída 280 ºC, entrando a 250 ºC. a) Se o rendimento térmico global do aquecedor é de 75%, qual o consumo de .óleo combustível 2A? b) Se o volume total de óleo no sistema de aquecimento é de 5 m3, qual deve ser a capacidade do tanque de expansão, a fim de permitir a expansão do óleo da temperatura ambiente até a temperatura máxima de operação? c) Qual a capacidade volumétrica da bomba de circulação? Aquecedor de fluido térmico, com capacidade de 2.500.000 kcal/h, utilizando Difenil, opera com temperatura de entrada e saída do fluido de 280 ºC e 310 ºC. A temperatura de saída dos gases na chaminé é 390 ºC, com excesso de ar de 32%. Estimar o consumo de combustível e calcular a vazão volumétrica da bomba de circulação de Difenil. Aquecedor de fluido térmico, utilizando Difenil como fluido, tem capacidade nominal de 1.200.00 kcal/h, com temperaturas de entrada e saída do fluido de 260 ºC e 280 ºC, respectivamente. A temperatura dos gases na chaminé é 360 ºC. Calcular : a vazão da bomba de circulação de fluido térmico o consumo de óleo combustível 1A. Um gerador de gases quentes necessita fornecer 5.000 kg/h de gases a 450 ºC, através da combustão de GLP. Calcular o consumo de combustível e as vazões de ar primário e secundário.

Aquecedor de fluido térmico, utilizando Difenil como fluido, tem capacidade nominal de 1.200.00 kcal/h, com temperaturas de entrada e saída do fluido de 260 ºC e 280 ºC, respectivamente. Calcular a vazão da bomba de circulação de fluido térmico. Um aquecedor de fluido térmico de capacidade 300 kW utiliza óleo parafínico (Teresso 32) e temperatura de saída 280 ºC, entrando a 260 ºC. Se o volume total de óleo no sistema de aquecimento é de 6,5 m3, qual deve ser a capacidade do tanque de expansão, a fim de permitir a expansão do óleo da temperatura ambiente até a temperatura máxima de operação? Qual a capacidade volumétrica da bomba de circulação? Se o rendimento térmico global do aquecedor é de 80%, qual o consumo de .óleo combustível 1A?

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cap 9 - EFICIÊNCIA DE GERADORES DE VAPOR Equipamentos industriais térmicos geralmente transferem energia de um fluido a outro, ou transformam um tipo de energia para um outro tipo. Eficiência térmica de equipamento é uma medida de quão eficiente esta transformação é processada. No caso típico de um gerador de vapor a combustão, a energia química contida no combustível é transformada em energia térmica, na forma de entalpia do vapor produzido. Balanços de energia em equipamentos industriais são feitos baseados na Primeira Lei da Termodinâmica que postula a Conservação da Energia. Em um sistema termodinâmico a energia total que entra é igual a energia total que dêle sai mais a variação de sua energia interna. A eficiência de transformação de energia pode ser definida como a relação entre a energia útil produzida (ou transformada) e aproveitável do ponto de vista prático e a energia efetivamente consumida nesta transformação. Num gerador de vapor a energia útil produzida é a energia na forma de entalpia do vapor produzido e efetivamente disponível para utilização industrial. O conceito de eficiência térmica pode variar conforme se estabeleça as fronteiras ou o "volume de contrôle" do equipamento sendo analisado. Tomando como fronteira apenas o corpo principal do gerador de vapor, que inclui as superfícies de transferência de calor e a câmara de combustão, a eficiencia térmica pode ser escrita como:

( )

PCm hhm

c

v 12 −=η (1) onde:

η : eficiência térmica do gerador de vapor mv : produção média de vapor (kg/s) h2 : entalpia do vapor produzido (kJ/kg) h1 : entalpia da água de alimentação da caldeira (kJ/kg) mc : consumo médio de combustível (kg/s) PC: Poder Calorífico Superior do combustível No caso foi considerado como energia útil a entalpia do vapor total produzido efetivamente pela caldeira, independedente de sua utilização posterior, e como energia consumida, a energia química do combustível utilizado na geração do vapor. Um sistema completo de geração de vapor inclui diversos acessórios e equipamentos auxiliares, tais como bombas de alimentação de água, desaeradores , sistema de pulverização e/ou alimentação de combustível, ventiladores e exaustores, sistema de limpeza de gases efluentes, etc. A eficiência energética de um sistema completo de geração deve ser calculada com as fronteiras de controle estabelecida de uma maneira global, onde o volume de controle inclua todos acessórios e equipamentos

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auxiliares e necessários para a produção de vapor. Assim, a energia útil produzida efetivamente é a energia da entalpia do vapor que sai do sistema e é aproveitável para o processo industrial, e neste caso não deve ser incluído o vapor produzido e consumido no desaerador, e no queimador a pulverização a vapor, por exemplo. A energia consumida, além da energia química do combustível, deve incluir, a energia elétrica consumida nas bombas, ventiladores e outros equipamentos auxiliares, sendo que a eficiência energética total deve ser escrita como:

( )

hec

v

EEPCm hhm efet ++

−= 12η (2) mvefet : produção útil de vapor (kg/s) Ee : consumo de energia elétrica ( kJ/s) Eh : consumo de outras fontes de energia (kJ/s) Importante notar que neste caso, a eficiência total vai ser afetada também pela eficiência dos equipamentos auxiliares, que transformam, por exemplo a energia elétrica em um aumento de pressão do ar de combustão ou da água de alimentação. A energia química do combustível tem sido tomada tradicionalmente como o Poder Calorífico Inferior do mesmo pois a maioria dos processo industriais de combustão tem exaurido os produtos de combustão na fase gasosa, sendo práticamente impossível o aproveitamento térmico da entalpia de vaporização da água formada na combustão. Atualmente, com o desenvolvimento teórico dos conceitos de exergia, referentes a irreversibilidade e disponibilidade de energia, as definições de rendimento térmico tem tomado como referência o Poder Calorífico Superior do combustível utilizado, já que êste representa a máxima quantidade de energia disponível teóricamente através de sua combustão.

MÉTODOS DE MEDIDAS DE EFICIÊNCIA TÉRMICA DE CALDEIRAS Dois métodos básicos de cálculo da eficência térmica de caldeiras podem ser usados: o método de medida direta, onde os fluxos de entrada e saída de energia são medidos e computados diretamente; e o método indireto ou da avaliação de perdas térmicas. a. MÉTODO DIRETO: O método direto consiste em se medir diretamente as vazões de fluidos e suas respectivas condições termodinâmicas, num intervalo de tempo adequado, a fim de se obter valores médios representativos. Assim, sendo possível obter-se com boa precisão a produção efetiva de vapor, e o consumo de combustível mais o consumo de energia elétrica da planta de geração de vapor, pode ser calculado a eficiência térmica do sistema. O fluxo de massa de vapor é medido normalmente com placa de orifício acoplada a um dispositivo totalizador, ou com um medidor de Coriolis, o qual mede diretamente a massa que atravessa o medidor. A

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placa de orificio mede basicamente vazão, sendo necessário a conversão em massa e esta depende das condições termodinâmicas do vapor produzido (temperatura, pressão e título de vapor). De qualquer maneira tais condições sempre deverão ser medidas, já que são estritamente necessárias para a avaliação da entalpia do vapor produzido. Êrros significativos podem ser introduzidos no cômputo da entalpia do vapor, já que esta depende diretamente das condições termodinâmicas do mesmo, as quais podem variar significativamente durante a operação da caldeira, e estas flutuações dependem de seus dispositivos de contrôle. Caldeiras que produzem vapor superaquecido tem normalmente a temperatura do vapor variando com a carga da caldeira e seu comportamento depende do tipo de superaquecedor, ou seja, se de convecção, de radiação ou misto. Superaquecedores de concepção mista (radiação e convecção) oferecem menor variação de temperatura em relação à carga da caldeira. Caldeiras de vapor saturado podem apresentar razoável variação na pressão do vapor, principalmente as unidades de pequeno porte que tem o contrôle de combustão modulado em liga/desliga ou em alguns intervalos de carga (por exemplo: 30%, 50% e 100%). Outra fonte de êrro consiste em se admitir título de vapor como 100%. O arraste de gotículas de líquido saturado é inevitável e varia com a carga da caldeira, sendo máximo em altas taxas de evaporação. Apesar de ser possível a estimativa do título de vapor produzido pela caldeira, a presença de líquido arrastado introduz grandes êrros em placas de orifício, pela alteração do perfil de velocidades devido a presença do líquido, que inevitavelmente se acumula no fundo do tubo e antes da placa. É possível o uso de placas de orifício excentricas, a fim de não bloquear a corrente de líquido que se forma, porém, não se pode evitar a necessidade de calibração da mesma em função do título de vapor, introduzindo-se mais uma variável no processo de cálculo e coleta de dados. Para avaliações mais rápidas da produção de vapor. o contrôle do consumo de água de alimentação pode ser útil, desde que se conheça, ou seja possível avaliar, o consumo de vapor em equipamentos acessórios da casa de caldeiras, e principalmente, a vazão da descarga de fundo. Estas informações nem sempre estão disponíveis, e quando estão, não são plenamente confiáveis. Quando é utilizado purga contínua de fundo, a vazão pode ser estimada com razoável precisão através das concentrações de determinado produto na descarga e na água de alimentação, cujo método será detalhado mais a frente. Descargas intermitentes dependem da frequência , do tempo de descarga, da pressão da caldeira e das características da linha de descarga, ou seja, de sua perda de carga total. Por ser um processo transitório e envolver escoamento bifásico é de difícil avaliação através de cálculos termodinâmicos. A medida de consumo de combustível apresenta menores problemas, já que pode ser feita diretamente através de medidores totalizadores na linha de alimentação ou através do cálculo do volume consumido no tanque de serviço, quando se tratar de óleo combustível. Medidores totalizadores para gases ou líquidos são utlizados em diversos tipos, sendo mais problemáticos apenas, quando se usa óleo combustível de alta viscosidade ou alto teor de enxofre. O cálculo através do volume no tanque depende fundamentalmente do conhecimento e precisão das medidas internas do tanque de serviço, e uma calibração pode ser feita sem maiores problemas. Combustíveis sólidos já são díficeis de controlar e a avaliação de consumo através do volume consumido pode apresentar grandes êrros. Se o combustível é de baixa granulometria, tal como carvão pulverizado ou bagaço de cana, a grandeza do êrro de medição de volume em um silo pode apresentar êrros de até 20% devido a acomodação dos sólidos, sendo maior ainda no caso de granulometria grosseira. Alimentadores de esteira podem

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receber uma balança contínua para registro da massa de combustível consumida pela caldeira, mas êstes intrumentos nem sempre conseguem operar sem problemas, devido principalmente ao ambiente agressivo de um sistema de alimentação de sólidos. Combustíveis sólidos podem apresentar grande variação de umidade, com consequente variação no Poder Calorífico Inferior e na efetiva contabilidade do consumo de combustível em base sêca. Para avaliações menos precisas, os dados de contabilidade da compra do combustível, num período relativamente longo, a fim de diminuir a influência do estoque atual no valor do consumo médio pode ser útil. Nêste caso, a precisão da medida fica por conta da honestidade do fornecedor de combustível e da capacidade do consumidor em conferir os dados da Nota de Venda. Mesmo que apresente êrros do ponto de vista termodinâmico, pelo menos, no aspecto financeiro, que é o que mais interessa na maioria dos casos, os dados serão rigorosamente corretos. Devido a todos estes problemas de medidas e avaliação, o método direto dificilmente apresenta resultados confiaveis e úteis. Pode se prestar a um acompanhamento comparativo do desempenho do sistema de geração de vapor ao longo de um determinado período longo de operação, no sentido de se avaliar o resultado de mudanças ou melhoramentos introduzidos, desde que as medidas obtidas tenham boa repetibilidade, mesmo que imprecisas. b. MÉTODO DE AVALIAÇÃO DAS PERDAS: Um balanço de energia aplicado a um sistema de geração de vapor, através da 1ª Lei da Termodinâmica pode ser expresso por:

∑ − ∑ − =E E Ei1 2 0∆ (3) onde Σ E1: energia que entra no sistema Σ E2: energia que sai do sistema ∆ Ei: variação da energia interna do sistema todos valores computados em um determinado intervalo de tempo. Num sistema operando em regime permanente, onde por exemplo a pressão e temperatura do vapor produzido pela caldeira permanece constante, pode-se assumir que a variação da energia interna do sistema é nula, e a equação 3 simplifica-se como sendo a Energia que entra no sistema é igual a Energia que sai. Assim, a energia útil produzida pode ser expressa como:

Q E perdasu = ∑ − ∑1 (5)

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onde: Qu : energia util produzida ΣE1: energia total que entra Σperdas : soma de todas as perdas de calor e energia na operação do sistema. A equação do rendimento térmico pode ser reescrita a seguir:

η = ∑ − ∑

E perdas

E 1

1 (4)

É óbvio então que a rendimento térmico de um sistema de geração de vapor é igual a 100% menos as perdas de calor e energia. O método de avaliação das perdas também pode não produzir um valor numérico preciso,pois é praticamente impossível medir e avaliar todas as possíveis perdas de calor e energia com razoável precisão, já que nem sempre se dispões de dados ou condições favoráveis para tanto. Algumas perdas são despreziveis em sua ordem de grandeza, e o esforço para avaliá-las pode não ser compensador. O grande mérito deste método está justamente em se poder avaliar as perdas mais significativas e fornecer condições e dados a fim de minimizá-las, atuando diretamente no desempenho do sistema e no melhor aproveitamento de energia. A figura 1 esquematiza os principais fluxos de massa e energia num gerador de vapor e o figura 2 procura relacionar a quase maioria destes fluxos, quando se quiser realizar um balanço térmico detalhado. As principais e mais significativas perdas de calor e energia comumente encontradas num sistema de geração de vapor são as seguintes: - perdas por combustão incompleta ou combustível não queimado - perdas de calor ao ambiente externo através do envólucro da caldeira e isolamento térmico. - perdas por calor sensível nas cinzas - perdas por entalpia dos produtos de combustão - perdas por umidade no combustível.

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FIGURA 1 . Principais fluxos de massa e energia num gerador de vapor.

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1.Perdas por combustão incompleta ou combustível não queimado. As perdas por combustão incompleta podem ser identificadas pela presença de CO, H2 ou fuligem nos produtos de combustão. Monóxido de carbono é produto típico de combustão incompleta e sua presença em concentrações da ordem de 0,2% já indicam anomalias no sistema de combustão. Sistema de combustão bem operadas apresentam concentrações de CO da ordem de 100 a 1000 ppm. Mesmas considerações se aplica a presença de H2, cujas concentrações em situação normal devem ser menores ainda ou indetectáveis. A perda pela presença de CO e H2 pode ser calculada facilmente conhecida a concentração dos mesmos e deve ser imediatamente sanada, pois além da propria perda de energia, produz poluição ambiental. O calor perdido pode ser calculado:

FIGURA 2. Balanço de massa e energia num gerador de vapor

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Qp CO V PC1 = (6) onde: Qp1 : calor perdido por combustão incompleta (CO ou H2) (kJ/s) [CO] : concentração molar de CO (ou H2) nos produtos de combustão V : vazão dos produtos de combustão (moles/s) PC : poder calorífico de CO ou H2, sendo : CO = 283000 kJ/kmol H2 = 241800 kJ/kmol Se fôr conhecido o excesso de ar e as relação ar/combustível estequiométrica não é necessário avaliar-se o consumo de combustível, pois a perda relativa pode ser calculada para uma massa unitária de combustível:

[ ]( )

PCMM PCcaCOMMP

prod

esteqCO α/ 1 = (7)

onde: P1 : perda relativa por combustão incompleta MMCO: massa molecular do CO (ou H2) (a/c)esteq : relação Ar/Combustível estquiométricaα : coeficiente de excesso de ar PCCO : poder calorífico do CO (ou H2) (kJ/kg) MMprod : massa molecular dos produtos de combustão (≅29,5) PC : Poder Calorífico do combustível (kJ/kg) A presença de fuligem nos produtos de combustão é identificável visualmente, porém sua quantificação é dificil, sendo necessário realizar-se uma amostragem dos gases da chaminé, para determinação de sua concentração. Da mesma maneira que os gases anteriores, a fuligem indica anormalidades no sistema de combustão e deve ser evitada, além de causar sérios problemas ambientais. Se por diversas razões, a produção de fuligem é inevitável, um sistema de coleta de particulados deve ser instalado. Fuligem emitida pela chaminé é típica de caldeiras a combustível sólido, com sistemas antiquados ou caldeiras a óleo com problemas de atomização do óleo. Métodos de amostragem de chaminés são conhecidos e praticados, principalmente para contrôle de poluição ambiental, e uma análise quimica do material coletado pode determinar valores para uma estimativa da perda por emissão de fuligem. Conhecida sua concentração nos produtos de combustão, a energia perdida pode ser calculada da mesma maneira que os gases anteriores, utilizando-se para isto o Poder Calorífico do carbono livre na equação. Embora fuligem não seja exatamente carbono livre, esta aproximação é válida, a não ser que se obtenha uma medida de Poder Calorífico da amostra. Geralmente, pela ordem de grandeza que estas perdas representam, todo este esforço não é compensador.

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Em caldeiras a combustível sólido utilizando grelha fixa ou basculante, as perdas por carbono livre nas cinzas pode ter valores consideráveis. Em grelhas fixas, os pedaços de combustível devem cair no cinzeiro quando, estando embaixo da massa em combustão, atingem tamanhos menores que a abertura entre as barras da grelha. Em grelhas basculantes, a periodicidade de basculamento e descarga é que determina o tamanho médio dos pedaços não queimados. Uma amostra das cinzas, com análise do teor de carbono livre, ou uma análise do Poder Calorífico das cinzas restantes determinam a energia perdida através da equação:

P Z CO

PC 2

33880 = (8)

onde:

[Z] : teor de cinzas recolhida no cinzeiro, em kg/kg de combustível [C] : concentração de carbono nas cinzas PC : Poder Calorífico do combustível (kJ/kg) 33880é o Poder Calorífico do carbono livre, em kJ/kg Se o arraste de cinzas pelos gases efluentes for desprezavel, o teor de cinzas pode ser tomada como o teor de cinzas médio no combustível utilizado. Se houver sistema de coleta de particulados, a mesma análise pode ser feita levando-se em conta também as cinzas coletados no sistema de limpeza dos gases. 2 . Perdas de calor através do revestimento da caldeira A perdas de calor através do envólucro da caldeira depende fundamentalmente do projeto da caldeira, do tipo de revestimento e do seu estado de conservação. Calor é perdido por radiação e convecção natural ao ambiente através do isolamento térmico da caldeira, e é uma função da temperatura externa do revestimento, que por sua vez é função do tipo e espessura do mesmo. A maior perda de calor em uma caldeira concentra-se na região da fornalha, onde a temperatura dos gases é mais alta. Se a fornalha for totalmente revestida com paredes de água, a temperatura a ser isolada é a temperatura do vapor saturado. O tipo de parede d'água, a qual pode ser integral ou parcial também influencia na temperatura externa do revestimento. Fornalhas de antigas caldeiras, com revestimento refratário interno e isolamento de tijolos externo perdem grande quantidade de calor pelas paredes. Não há um método direto der se medir as perdas de calor para o ambiente externo. Estas perdas podem ser caluladas teóricamente se for conhecida as características do isolamento térmico, ou a distribuição de temperatura das superfícies externas. Esta distribuição pode ser medida, com um simples dispositivo de medidas superficiais de temperatura como indicado na figura 3. A medição direta da temperatura superficial proporciona um cálculo mais preciso das perdas de calor e elementos para análise da eficiência do isolamento térmico. Cálculos de isolamento térmico através do cálculo do calor conduzido pressupõem propriedades térmicas de isolantes em bom estado. A deterioração do isolamento térmico é comum, e suas propriedades não podem ser mais assumidas iguais ao isolamento novo.

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FIGURA 3 . Dispositivo para medição de temperatura superficial. O calor perdido por radiação através de uma superfície ao ambiente externo pode ser calculado através da fórmula:

( )44 ambsr TTAQ −= εσ (9) onde:

σ : constante de Stepan-Boltzmann, 5,67 x 10-11 kJ/sm2K4 ε : emissividade da superfície A . área superficial de perdas de calor Ts : temperatura absoluta da superficie (ºK) Tamb : temperatura absoluta do ambiente (ºK) A emissividade da superfície depende do material e tipo de superfície. Uma tabela de emissividades de materiais comumente usados em revestimentos térmicos é mostrada na tabela 1. O calor perdido por convecção natural depende do coeficiente de película externo para convecção natural, o qual por sua vez depende da temperatura das superfícies externas. O tratamento teórico para o cálculo destes coeficientes pode ser encontrado em qualquer livro básico de transferência de calor. A tabela 2 apresenta estimativas de coeficientes de convecção natural para superficies planas verticais e horizontais em ambientes sem vento. Para ambientes externos deve ser considerado a influência de ventos conforme indicado. A equação para cálculo do calor perdido por convecção natural é:

( )ambsc TTAhQ c −= (10) onde: Qc : calor perdido por convecção (kJ/s) hc : coeficiente de convecção externa (w/m2 ºc)

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TABELA 1 . Emissividades de superfícies de revestimento

SUPERFÍCIE Temperatura (ºC) Emissividade

Alumínio, em folhas 40 0,22

AÇO

superfície lisa, enferrujada

25

0,62

superfície lisa, oxidada

100

0,74

Aço Galvanizado

brilhante 30 0,23

oxidado cinza 27 0,28

Tijolo vermelho 30 0,93

Asbesto 35 0,96

Tijolo refratário, sílico aluminoso

100

0,90

Tinta alumínio, 10%Al

100

0,52

Tinta alumínio., 26%Al

100

0,3

Tinta branca 80 0,85 a 0,95

Tinta prêta 80 0,90 a 0,95

Importante notar que o calor perdido pelas paredes externas da caldeira não dependem de sua carga de trabalho, pois a temperatura externa das superficies permanecem relativamente constantes. Assim, a fração de eficiência térmica perdida pelas paredes diminui com o aumento da carga da caldeira. Uma curva típica do calor perdido para caldeiras modernas de paredes de água é mostrada na figura 4.

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TABELA 2. Coeficientes típicos de convecção externa para perda de calor. PAREDE VERTICAL PAREDE HORIZONTAL TEMPERATURA DA SUPERFÍCIE, ar parado

L=5m

L=10m

L=5m

L=10m

40 ºC

1,7

1,0

2,0

1,2

80 ºC 2,9 1,5 3,5 1,8

L=5m

L=10m

Ventos a 12 km/h, temperatura até 100 ºC

12,5

10,5

FIGURA 4. Perda de calor pelo revestimento em caldeiras. 3. Calor perdido por radiação direta da fornalha. Caldeiras com alimentação ou controle manual podem perder calor por radiação direta através das aberturas, como por exemplo a porta de alimentação da fornalha. O cálculo do calor perdido utiliza a mesma equação de calor irradiado onde a temperatura da superficie emissora é a propria temperatura média da fornalha. O cálculo das perdas por radiação direta pode ser feito através da seguinte equação, com recomendações de valores típicos na tabela 3.

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( )44 ambfi TTSQ −= εσ (11) onde: Qi : calor irradiado por aberturas da fornalha (kJ/kg) σ: constante de Stepan-Boltzmann ε: emissividade média da fornalha S : área total da abertura (m2) Tf: temperatura média da fornalha (K) TABELA 3. Temperaturas e emissividades típicas para fornalhas de caldeiras.

TIPO Temperatura (K)

Emissividade

Combustível sólido em grelha, parede refratária

1350 0,85

Combustível sólido, paredes de água

1250 0,85

Óleo combustível, paredes de água

1450 0,90

Óleo combustível, parede refratária

1500 0,90

Gás natural ou GLP, parede refratária

1400 0,80

Gás natural ou GLP, paredes de água

1400 0,30

4. Perdas por calor sensível nas cinzas: As cinzas que se desprendem da massa de combustível, caindo através da grelha arrasta calor sensível que não é mais irradiado para a fornalha. Esta perda de calor pode ser estimada pela equação:

[ ] ( )

PC TTCZP ambzz −=4 (12)

onde: P4 : perdas por calor sensivel nas cinzas Cz : calor específico das cinzas (≅1,25 kJ/kgºC) Tz : temperaturas das cinzas ao cair no cinzeiro Tamb: temperatura de entrada do combustível [Z]: teor de cinzas recolhida (kg/kg combustível)

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A temperatura das cinzas depende do tipo de grelha e do cinzeiro. As grelhas comuns de barras apresentam a mais baixa temperatura de cinzas. Alguns tipos de caldeiras podem apresentar descarga de cinzas em temperatura mais alta, como por exemplo as grandes caldeiras de carvão pulverizado. A temperatura das cinzas podem variar de 450 a 1000 ºC. Este valor pode ser medido diretamente. 5. Perdas por entalpia sensível dos produtos de combustão É normalmente a perda mais significativa em sistemas de geração de vapor. Os produtos de combustão são exauridos normalmente a temperaturas maiores que a temperatura ambiente, ou seja a temperatura de entrada do ar de combustão. A perda por entalpia dos gases de combustão depende da temperatura de saída dos gases e da massa de gases: Q m h m h m hprod p p ar ar c c= − − (13) onde: Qprod : energia perdida por entalpia sensível dos produtos de combustão (kJ/kg) mp : fluxo de massa dos produtos de combustão (kg/s) hp : entalpia sensível dos produtos de combustão (kJ/kg) mar : fluxo de massa do ar de combustão (kg/s) har : entalpia de entrada do ar de combustão (kJ/kg) mc : fluxo de massa do combustível (kg/s) hc : entalpia de entrada do combustível (kJ/kg) A massa dos produtos de combustão é a soma das massa do ar de combustão, do combustível e das infiltrações de ar pelo envoltório da caldeira. Infiltrações podem ocorrer em caldeiras que trabalham sob pressão negativa na fornalha e dependem , evidentemente, da qualidade do envólucro do equipamento: m m m mp ar c i= + + (14) onde mi : massa de ar por infiltração na caldeira A massa de ar infiltrada não é necessário ser conhecida, se fòr determinado o coeficiente α, do excesso de ar, através da análise dos produtos de combustão, e utilizado conforme as equações a seguir

( ) αesteqcar camm /= (15) O calor perdido pode ser reeescrito como:

( )[ ] cccarararppcesteqcp TCpmTCpmTCpmcamQ −−+= α/ (16) onde:

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Cpp, Cpar e Cpc : calor específico dos produtos na saída , ar e combustível na entrada. (kJ/kgºK) Tp, Tar e Tc : temperatura de saída dos produtos, e de entrada do ar e combustível. O valor da entalpia de entrada e saída de produtos de combustão, ar de combustão e combustível foi substituido pela equação geral:

TCpdTTCph T

t == ∫0 (17) sendo que: Cpt é o calor específico em função da temperatura Cp é o calor específico médio entre a temperatura de referência e a temperatura considerada. Todas as grandezas de entalpia da equação devem ter a mesma temperatura de referência como entalpia Zero. Para baixa diferença de temperatura o valor de Cp pode ser tomado como um valor médio entre as temperaturas de entrada e saída. No caso dos produtos de combustão, o calor específico médio é a média ponderada do Calor Específico de cada componente dos produtos. Quando a relação Ar/Combustível é alta, e os cálculos não exigem muita precisão, a entalpia do combustível que entra pode ser aproximada como sendo igual a entalpia do ar de entrada, e a equação fica simplificada como:

( )[ ] ( )ambpesteqcp TTCpcamQ −+= 1/ α (18) A equação anterior não pode ser usada quando a temperatura do combustível na entrada é sensivelmente diferente da temperatura ambiente e sua relação A/C é baixa. É o caso por exemplo, de gás produzido em gaseificadores para utilização local, onde a temperatura do gás de entrada pode atingir valores de até 300ºC. Apesar de ser não ser comum para geradores de vapor, é utilizado em fornos cerâmicos e metalúrgicos, cujas relações são semelhantes e serão estudadas adiante. Pelas equações 18 e 17, fica evidente que a perda por entalpia dos gases de combustão dependem da sua temperatura de saída e do excesso de ar utilizado. Ambos parâmetros tem limitações práticas, além dos quais não é possível reduzir-se. O excesso de ar é função do tipo de combustível e queimador, sendo que sua redução abaixo de certos limites vai ocasionar combustão incompleta, ou seja, outro tipo perda e poluição ambiental. Valores típicos para excesso de ar conforme o tipo de combustível são apresentados na tabela 4.

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TABELA 4 . Típicos excesso de ar em caldeiras

TIPO de EQUIPAMENTO EXCESSO DE AR

Combustível sólido, grelha

50 a 200%

Combustível sólido, pulverizado

20 a 40%

Óleo combustível, pequena caldeira

20 a 40%

Óleo combustível, caldeiras grandes

5 a 10%

Combustível gasoso 1 a 5%

A temperatura de saída dos produtos de combustão está limitada pela área de troca de calor da caldeira, e principalmente, pelo ponto de orvalho dos produtos de combustão. Combustíveis que possuem enxôfre tornam esta limitação mais séria, já que a condensação de ácido nas partes mais frias do equipamento provoca séria corrosão. A figura 5 sugere limites mínimos de temperatura de exaustão para combustíveis com enxôfre.

FIGURA 5. Temperatura de Orvalho de produtos de combustão.

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Considerando a simplificação relativa a aproximação da entalpia de entrada do combustível igual a entalpia de entrada do ar, a perda relativa por entalpia dos produtos de combustão fica:

( )[ ] ( )

PC TTCpcaP arppesteq −+= α/15 (19)

Esta última equação traz de volta a discussão relativa a utilização dos valores de Poder Calorífico Superior, ou Inferior, para cálculo do rendimento. A utilização do PCS traduz melhor exatidão termodinâmica aos cálculos na medida em que se trata da comparação da energia produzida, ou convertida, com a energia rigorosamente disponível para utilização. Além disso, é o valor do PCS que é realmente medido em laboratórios, sendo que o Poder Calorífico Inferior é calculado em função do teor de Hidrogênio no combustível, o qual é mais difícil de se analisar. Felizmente, o teor de hidrogênio não varia muito para determinadas classes de combustiveis. Por outro lado, a utilização da entalpia de vaporização da água nos produtos de combustão traz complicações técnicas e econômicas, praticamente intransponíveis. O abaixamento total da temperatura dos gases com aproveitamento de calor é difícil de ser realizado com baixas diferenças de temperatura, implicando portanto numa área de troca de calor teóricamente infinita. A condensação de umidade em superficies de troca de calor provoca invariavelmente problemas de corrosão, mesmo que o combustível não contenha enxôfre. Desta maneira, estamos utilizando um valor de referência que pode parecer utópico, já que não é admitido, na maioria dos processos, que se possa exaurir os produtos de combustão a temperatura ambiente. Desta maneira, é deixada como opção a escolha do PCI ou PCS, o que implica que qualquer resultado de cálculo de rendimento térmico de equipamentos a combustão, deve ser especificado se o é em relação ao PCI ou PCS. No caso da utilização do PCS como valor de referência, deve ser avaliada as Perdas por umidade dos produtos de combustão. 6. Perdas por umidade nos produtos de combustão: A umidade nos produtos de combustão é originada da umidade presente no combustível "in natura" sendo admitido na fornalha e da água formada por combustão da parcela de hidrogênio que compõe o combustível. As perdas são calculadas como: Q m humid umid lv= (20) Q m hH O H O lv2 2= (21) onde: Qumid : energia perdida por umidade do combustível (kJ/kg) mumid : fluxo de massa de umidade do combustível (kg/s) hlv : entalpia de vaporização da água a temperatura ambiente (kJ/kg).

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QH2O . energia perdida pela entalpia de vaporização da água formada durante a combustão (kJ/s) mH2O : massa de água formada durante a combustão (kg/s) O cálculo relativo das perdas por umidade fica:

Q u h PCs

umid lv= (22)

Q H h PCs

H O lv

2

9 = (23)

onde: u : umidade do combustível (kg/kg base sêca) [H] : teor de hidrogênio, em massa no combustível A perda por umidade da água formada é praticamente inevitável, e por esta razão muitas vezes é preferido a utilização do PCI como valor de referência. A perda da umidade contida no combustível pode ser evitada. A água contida no combustível vai absorver calor para sua vaporização que será perdido pelos gases da chaminé. A umidade do combustível pode ser diminuida por secagem natural ou secagem pelos próprios gases de combustão que saem da caldeira. Esta possibilidade já tem sido aplicada no caso de caldeiras de bagaço, o qual tradicionalmente apresentam umidade natural da ordem de 50%. A secagem natural do bagaço não é recomendada pelo volume e área que o mesmo ocuparia para sua redução de umidade, e pelo risco de incêndio devido a formação de gases combustíveis pela fermentação anaeróbica nas partes mais inferiores das pilhas de bagaço. Lenha perde água até atingir sua umidade de equilíbrio, a qual em regiões temperadas está na ordem de 17 a 25%. Em regiões tropicais úmidas, a umidade de equilíbrio pode atingir até 35%, e uma secagem artificial pode ser conveniente. A vantagem óbvia da secagem natural é que a fonte de energia natural é solar e de baixo custo. O tempo necessário para atingir-se a umidade de equilíbrio de lenha em toras pode chegar até 3-4 meses. O calor perdido pela umidade do ar não foi considerado aqui em nenhm caso por se tratar de parcela muito pequena. Em todas análises o ar foi considerado como ar sêco, livre de umidade. 7. Perdas por descarga de fundo da caldeira. A descarga de fundo de caldeiras tem por objetivo manter estável a concentração de sólidos na água da caldeira e dentro de certos limites. Sistemas grandes de geração de vapor se utilizam de tratamento de água, com purga contínua da água da caldeira. Se o fluxo da purga contínua não puder ser medido, seu valor pode ser estimado através da relação de concentração de algum composto químico entre a água de alimentação e a água no interior da caldeira. A concentração de cloretos é recomendada porque ela dificilmente varia como resultado das reações químicas que

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ocorrem em solução na água. A taxa de descarga de fundo em relação ao consumo da água de alimentação é então a relação entre a concentração do composto na água da caldeira e a concentração do mesmo na água de alimentação. É importante que tais concentrações não apresentem grandes variações ao longo do tempo para validar a estimativa feita. A perda por descarga de fundo pode ser calculada como:

( )1hhmQ ldd −= (24) onde: Qd : energia perdida por descarga de fundo da caldeira (kJ/kg) md : fluxo de massa da purga contínua (kg/s) hl : entalpia do líquido saturado, na pressão de trabalho da caldeira (kJ/kg) h1 : entalpia de entrada da água de alimentação (kJ/kg) A energia da purga contínua pode ser recuperada através de um trocador de calor, porém, como a ordem de grandeza de perdas é até 1,5%, dependendo da pressão de trabalho da caldeira, nem sempre é economicamente viável. 8. Perda por operação intermitente A operação descontínua de um sistema de geração de vapor provoca a perda do calor acumulada no sistema, o qual vai se dissipando ao ambiente durante a interrupção. Esta energia deve ser reposta na partida do sistema e se traduz em um gasto adicional de combustível. É evidente que quanto maior a intermitencia de operação, maior deve ser esta perda de energia. A intermitencia de operação está ligada diretamante ao ciclo de produção da planta consumidora de vapor, geralmente guiada por fatores mais importantes, no caso, do que a pequena queda de eficiência térmica que isto ocasiona. O cálculo estimativo desta perda depende da inércia térmica da caldeira, ou seja, da massa de água acumulada e da massa de refratários, metais, etc., e de suas propriedades térmicas. Dado a quantidade de variáveis envolvida, consideramos que o esfôrço para cálculo de tal perda não é compensador, já que muito pouco pode-se fazer para diminuí-la. c. EFICIÊNCIA TÉRMICA DE UM GERADOR DE VAPOR. A eficiência térmica global de um gerador de vapor é igual a 100% subtraídas todas as perdas relativas calculadas. Se o consumo de combustível pode ser estimada com boa precisão, no cálculo final pode ser utilizados os cálculos absolutos das perdas com os valores médios das vazões sendo consideradas. Muito mais do que se chegar a um valor numérico que represente a eficiência térmica de um sistema de geração de vapor, é importante e útil poder interferir diretamente nestas, a fim de diminui-las, e por esta razão, a análise da eficiência térmica através do cálculo de perdas é o método mais adequado.

EXERCÍCIOS CAP. 9 Caldeira aquatubular tem os seguintes dados de operação: Vapor saturado a 25 bar rel. água de alimentação: 50 ºC temperatura de saída dos gases: 350 ºC óleo combustível, excesso de ar 25% perdas estimadas (exceto gases da chaminé): 5% Calcular o rendimento térmico da caldeira. A adição de um recuperador de calor, baixando a temperatura dos gases da chaminé para 260 ºC, através do pré-aquecimento do ar de combustão deve proporcionar qual economia de combustível? Nêste caso, qual a temperatura de entrada do ar na fornalha? Óleo A/Cesteq 14,5 : 1 Caldeira queimando carvão mineral com 27% de cinzas apresenta 5% de carbono não queimado nas cinzas, que são descarregadas com temperatura de 450 ºC. Se o carvão mineral tem PCI de 4700 kcal/kg, qual é a perda de energia relativa das cinzas? Os seguintes dados foram obtidos durante a operação contínua de uma caldeira aquatubular de médio porte: consumo de .água de alimentação: 36500 l/h temperatura de saída dos gases: 350 ºC excesso de ar calculado: 22% pressão da caldeira: 21 bar(man.), vapor saturado combustível: óleo 1A, relação estequiométrica A/C=14,7, PCI=9350 kcal/kg. A instalação utiliza retôrno parcial de condensado a pressão atmosférica. A temperatura média na caixa de alimentação é 75 ºC. Calcular o rendimento térmico da caldeira com as informações disponiveis e o consumo de combustível. Uma caldeira de bagaço tem fornalha com 45 m2 de superficie de radiação. A emissividade para combustão de bagaço é 0,7. Faça uma estimativa da produção de vapor, 21 bar sat. manométrica, limitando a temperatura média da fornalha a 1000 ºC. Suponha que a temperatura de saída dos gases de combustão na chaminé seja 250º C. Bagaço: PCI (b.u.)= 2100 kcal/kg umidade(b.u.): 50% A/C esteq.(b.u.)= 3,5 excesso de ar 50% A caldeira anterior apresentou nas cinzas 25% de carbono não queimado, sendo que o bagaço tem em média 2,5% de cinzas. Uma medição acusou que as cinzas caem da grelha a temperatura de 350º C. Estime a perda relativa de eficiencia devido as cinzas e combustível não queimado.

Os seguintes dados foram obtidos durante a operação contínua de uma caldeira aquatubular de médio porte: consumo de .água de alimentação: 42000 l/h temperatura de saída dos gases: 280 ºC excesso de ar calculado: 27% pressão da caldeira: 21 bar (man.), vapor saturado combustível: óleo 2A, relação estequiométrica A/C=14,0, PCI=9100 kcal/kg. A instalação utiliza retôrno parcial de condensado a pressão atmosférica. A temperatura média na caixa de alimentação é 55 ºC. Calcular o rendimento térmico da caldeira com as informações disponiveis e o consumo de combustível, considerando perdas para o ambiente no valor de 5%. Uma caldeira queimando residuos agroindustriais opera com a porta da fornalha aberta para alimentação manual de residuos. A porta tem dimensões de 0,45 x 0,8 m e a temperatura media na fornalha é 950 ºC. A fornalha tem paredes revestidas internamente com material refratário. Se o poder calorifico inferior do resíduo é 1900 kcal/kg, estime a perda relativa devido a radiação da fornalha, na condição de carga total, quando o consumo médio de resíduo é 1200 kg/h. Uma termoelétrica a carvão pulverizado tem seu gerador de vapor com fornalha que descarrega as cinzas à temperatura de 650º C. Atualmente está queimando carvão de Santa Catarina (ver apostila). Um estudo para troca de combustível para um carvão importado, com 12% de cinzas e PCS 6800 kcal/kg está sendo feito. Determine qual será a variação percentual do rendimento térmico da caldeira, no que se refere às perdas por calor sensivel nas cinzas, após a troca do combustível. Caldeira a óleo combustível, produzindo 100 ton/h de vapor a 40 bar abs., 340 ºC, apresenta temperatura de saída dos produtos de combustão de 345 ºC. Com a instalação de um pré-aquecedor de ar, esta temperatura baixou para 240 ºC. Devido ao ar aquecido na entrada do queimador, foi possível modificar o valor do excesso de ar de 15%,na situação anterior, para 8% com o pré-aquecedor. Temperatura da água de alimentação: 65 ºC Qual a economia de combustível proporcionada? Um forno de forjaria, opera a 1250 ºC, com 2 portas de 0,4 x 0,8 m abertas permanentemente para operação manual. Um projeto de automatização permitirá que a abertura do forno seja diminuida para apenas 1 porta de 0,25 x 0,5 m, sendo que as aberturas existentes serão fechadas com isolamento térmico que permita um máximo de 85 ºC na superfície externa. Qual será economia de óleo combustível, em kg/h, proporcionada pela automatização? Os seguintes dados foram obtidos durante a operação contínua de uma caldeira aquatubular de médio porte:

consumo de .água de alimentação: 16500 l/h temperatura de saída dos gases: 350 ºC teor de CO2 (b.s.): 12% pressão da caldeira: 15 bar, vapor saturado combustível: óleo 1A, consumo 1280 kg/h A instalação utiliza retôrno parcial de condensado. A temperatura média na caixa de alimentação de água é 65 ºC. Calcular o rendimento térmico da caldeira e suas principais perdas. Proponha soluções para melhorá-lo. Com a solução proposta, qual será o novo consumo de combustível? Caldeira de bagaço, produzindo 45 ton/h de vapor saturado a 29 bar, apresenta temperatura de saída dos gases 280 ºC, e teor de oxigênio na chaminé de 7% (b.u.). O bagaço alimentado tem 2,1% de cinzas e o resíduo recolhido no cinzeiro apresenta 55% de carbono não queimado. Estimar o rendimento térmico da caldeira, as principais perdas de energia, e o consumo de bagaço. Caldeira aquatubular tem os seguintes dados de operação: Vapor saturado a 25 bar rel. água de alimentação: 50 ºC temperatura de saída dos gases: 350 ºC óleo combustível, excesso de ar 25% perdas estimadas (exceto gases da chaminé): 5% Calcular o rendimento térmico da caldeira. A adição de um recuperador de calor, baixando a temperatura dos gases da chaminé para 260 ºC, através do pré-aquecimento do ar de combustão deve proporcionar que economia de combustível? Nêste caso, qual a temperatura de entrada do ar na fornalha? Os seguintes dados foram obtidos durante a operação contínua de uma caldeira aquatubular consumo de .água de alimentação: 28000 l/h temperatura de saída dos gases: 290 ºC excesso de ar: 25% pressão da caldeira: 25 bar, vapor saturado combustível: óleo 1A A instalação utiliza retôrno parcial de condensado. A temperatura média na caixa de alimentação é 65 ºC. Estimar o rendimento térmico da caldeira com base nas informações disponíveis. Estimar o consumo de combustível. Por que na questão anterior tratamos de uma estimativa e não um cálculo preciso. Quais são as incertezas e informações não disponíveis para melhorar o cálculo.

Os seguintes dados foram obtidos durante a operação contínua de uma caldeira aquatubular de médio porte: consumo de .água de alimentação: 56500 l/h temperatura de saída dos gases: 330 ºC excesso de ar calculado: 28% pressão da caldeira: 39 bar(man.), vapor saturado combustível: óleo 1A, relação estequiométrica A/C=14,7, PCI=9350 kcal/kg. A instalação utiliza retôrno parcial de condensado a pressão atmosférica. A temperatura média na caixa de alimentação é 55 ºC. Calcular o rendimento térmico da caldeira com as informações disponiveis e o consumo de combustível.

EM 722 GERAÇÃO E DISTRIBUIÇÃO E UTILIZAÇÃO DE VAPOR

1ª LISTA DE EXERCÍCIOS 1 Escrever a reação de combustão do álcool metílico com ar, usando: a) ar estequiométrico, b) 20% de excesso de ar. Calcular em cada caso o teor de CO2 e H2O, em volume. 2 Escrever a reação de combustão de diesel com o ar atmosférico utilizando 30% de excesso de ar. Calcular os teores de CO2 e SO2, em volume, em base seca. Composição aproximada do diesel, em massa: C : 85,8%; H : 13,5% e S : 0,7%. 3 Escrever a reação de combustão do acetileno com o oxigênio. Calcular o teor de CO2 e H2O e SO2, em volume. 4 Escrever a reação de combustão do óleo combustível, com a seguinte composição em massa : C : 85,5%; H : 10,6% e S : 3,9%, com ar estequiométrico e calcular o teor de CO2 e SO2, em volume, na base seca. 5 Dada uma caldeira na qual se produz vapor saturado seco à 8 kgf/cm² absoluto, partindo de água a 20 °C, na vazão de 1000 kg/h, calcular o consumo de combustível em kg/h nas duas condições seguintes: a) Temperatura de saída dos gases a 300 °C. Teor de CO2 de 12% em base seca; b) Temperatura de saída dos gases a 300 °C. Teor de CO2 de 10% em base seca. Óleo combustível de composição C : 85,5%; H : 10,6%; S : 3,9%; PCI : 10000kcal/kg. 6 Dado o esquema seguinte, o que acontece com a temperatura de chama da chama 2. Maior ou menor que da chama1. Explique.

7 Dado o esquema seguinte, a temperatura de chama é maior, menor ou igual à

obtida se o ar estivesse à temperatura ambiente. Explique.

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