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Desenvolvimento de uma Câmara de Combustão para uma Turbina a Gás
David Correia Martins Nascimento
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientador: Prof. Mário Manuel Gonçalves da Costa
Júri
Presidente: Prof. João Rogério Caldas Pinto
Orientador: Prof. Mário Manuel Gonçalves da Costa
Vogal: Prof. Edgar Caetano Fernandes
Dezembro de 2015
i
Agradecimentos
Agradeço ao Professor Mário Costa pela paciência e disponibilidade demonstrada ao longo deste
percurso realizado. Agradeço também pela oportunidade que me foi dada em tomar contacto com a
realidade de um laboratório.
Agradeço ao Professor Yeshayahou Levy pela amabilidade e disponibilidade demonstrada durante e
após o projeto AHEAD.
Agradeço ao Bruno pela transmissão de conhecimento e experiência da instalação durante o projeto
AHEAD.
Agradeço ao Manuel Pratas pela ajuda e experiência demonstrada ao longo deste percurso. A
participação ativa na reparação e remodelação da instalação foi imprescindível.
Agradeço aos meus colegas de laboratório Isabel, Miriam, João, Ana, Ribau, Duarte, Roberto,
Gonçalo e Vera que acompanharam este percurso e tornaram a minha estadia no laboratório
aprazível.
Por fim agradeço à minha família pela compreensão, apoio e o amor incondicional que me dão todos
os dias, sem o qual não seria possível realizar este percurso.
ii
Resumo
O trabalho desenvolvido centra-se na investigação experimental do efeito da diluição da água no
oxidante, num modelo de câmara de combustão concebida para trabalhar numa turbina a gás. A
caracterização experimental envolveu a utilização de analisadores de gases para medir as emissões
das principais espécies químicas (O2, CO, CO2, HC e NOx) na exaustão da câmara de combustão.
As experiências foram realizadas com gás natural a uma potência de 1,7kW e a uma temperatura de
oxidante de 200ºC. Variou-se o excesso de oxidante (4,6 ≤ λG ≤ 7) e fixaram-se várias composições
do mesmo de forma a averiguar o papel da água como diluente.
Durante as experiências, a diluição do oxidante reduziu a intensidade luminosa da chama e aumentou
o volume da zona de reação. No entanto, a chama não desapareceu totalmente como no regime de
chama não visível. As emissões de HC’s e CO aumentaram e os limites de extinção diminuíram com
a diluição da água. Durante os testes com concentração de oxigénio fixa no oxidante, a substituição
do azoto pela água revelou um aumento de emissões de HC's e CO, à semelhança dos testes de
diluição.
Apesar do comportamento das emissões de NOx não ter sido possível de obter devido à proximidade
das leituras do erro dos analisadores, verifica-se uma diminuição de NOx com a diluição da água. A
emissão de NOx máxima que corresponde à condição de ar foi de 9 ppm@15%O2.corr.
Palavras-chave
Modelo de câmara de combustão; Turbina a gás; Diluição da água; Emissões
iii
Abstract
This work focuses on an experimental study of water's dilution effect in the oxidant, on a combustion
chamber’s model of a gas turbine. The experimental study involved the use of gas analysers to
measure the emissions of the main chemical species (O2, CO, CO2, HC and NOx) in the flue-gas.
The experiments were performed using natural gas with a constant power of 1,6kW and an oxidant
temperature of 200°C. Excess of oxidant was varied (4,6 ≤ λG ≤ 7) for a series of oxidant compositions,
in order to address the water’s role on emissions.
In the experiments, the oxidant’s dilution promoted a reduction of the flame’s light brightness and an
increase volume of the reaction zone. However, the flame didn´t disappeared completely as commonly
found in Flameless regime. The CO and HC emissions increased with water dilution and extinction
limits were narrowed. During the tests with fixed oxidant’s oxygen composition, the inert change (from
Nitrogen to Water) revealed similar behaviour in CO and HC emissions.
Although the behaviour of NOx emissions was not possible to obtain due to the proximity of the
analysers’ reading error, there is an overall reduction of maximum NOx emissions with water dilution.
The maximum NOx emission corresponded to air condition with 9 ppm@15%O2.corr.
Keywords
Combustion chamber’s model; Gas turbine; Dilution of water; Emissions
iv
Conteúdo
Agradecimentos ......................................................................................................................................... i
Resumo .................................................................................................................................................... ii
Abstract.................................................................................................................................................... iii
Lista de Figuras ....................................................................................................................................... vi
Lista de tabelas ..................................................................................................................................... viii
Simbologia ............................................................................................................................................... ix
1. Introdução .................................................................................................................................... 1
1.1. Enquadramento ................................................................................................................... 1
1.2. Presente contribuição .......................................................................................................... 2
1.3. Estrutura da dissertação ...................................................................................................... 2
2. Revisão bibliográfica ................................................................................................................... 3
2.1. Turbinas a gás ..................................................................................................................... 3
2.1.1. Conceitos básicos............................................................................................................ 3
2.1.2. Formação de Poluentes .................................................................................................. 6
2.1.3. Métodos de Controlo de Poluentes ............................................................................... 11
2.2. Combustão sem chama visível .......................................................................................... 15
3. Instalação experimental e técnicas de medição........................................................................ 29
3.1. Instalação experimental ..................................................................................................... 29
3.2. Procedimento experimental ............................................................................................... 35
3.3. Técnicas de medição ......................................................................................................... 36
3.3.1. Temperatura .................................................................................................................. 36
3.3.2. Espécies Químicas ........................................................................................................ 38
4. Apresentação e discussão de resultados .................................................................................. 41
v
4.1. Princípios de funcionamento da câmara de combustão ................................................... 41
4.2. Condições experimentais .................................................................................................. 42
4.3. Resultados ......................................................................................................................... 42
5. Fecho ......................................................................................................................................... 50
5.1. Conclusões ........................................................................................................................ 50
5.2. Sugestões para trabalhos futuros...................................................................................... 51
6. Referências................................................................................................................................ 52
Anexos ................................................................................................................................................... 56
Anexo A. Geometria da câmara ........................................................................................................ 56
Anexo B. Características do Combustível ......................................................................................... 57
Anexo C. Imagens ............................................................................................................................. 59
vi
Lista de Figuras
Figura 1.1 Poluentes característicos emitidos numa turbina a gás de um avião (Masiol e Harrison,
2014). ....................................................................................................................................................... 1
Figura 1.2 Turbina AHEAD (Levy, et al., 2015) ....................................................................................... 2
Figura 2.1 Geometria e componentes básicos numa câmara de combustão de turbina a gás.
(Lefebbre e Ballal, 2010) ......................................................................................................................... 4
Figura 2.2 Criação de recirculação na zona primária: Jatos opostos (a); Swilrl (b) e combinação de
swirl e jatos opostos (c) (Costa e Coelho, 2007) .................................................................................... 4
Figura 2.3 Configuração anular (a), tubular (b) e tubo-anular (c) (Lefebbre e Ballal, 2010) ................... 6
Figura 2.4 Mecanismo de oxidação dos hidrocarbonetos (Turns, 2000) ................................................ 9
Figura 2.5 Câmara de combustão RQL (Wulff e Hourmouziadis, 1997) .............................................. 13
Figura 2.6 Variação da temperatura num sistema com recirculação de calor (a); Limites de
flamabilidade em função do poder calorífico e da temperatura dos reagentes (b) (Tsuji, et al., 2003) 15
Figura 2.7 Esquema da fornalha regenerativa visionada em regime HITAC por Choi e Katsuki (2000)
(a); Queimador proposto por Wünning (1997) (b) ................................................................................. 16
Figura 2.8 Princípio de funcionamento do regime visionado por Wünning (1997) ............................... 17
Figura 2.9 Diagrama de estabilidade durante as experiências de Wunning (1997) em função da
temperatura da fornalha e da taxa de recirculação. .............................................................................. 17
Figura 2.10 Intensidade de quimiluminescência e campo de temperaturas na zona de combustão de
uma chama de pré-mistura e uma chama em regime sem chama visível. (Plessing, et al., 1998) ...... 19
Figura 2.11 Perfil da câmara de combustão de Yan e Naruse (1999) .................................................. 20
Figura 2.12 Diagrama de estabilidade obtidas durante as experiências de Chung, et al. (1999) em
função da concentração de oxigénio e da temperatura do oxidante .................................................... 21
Figura 2.13 Modelo proposto por Levy et.al. (2004) (a); geometria da câmara de combustão
FLOXCOM (b) ....................................................................................................................................... 24
Figura 2.14 Experiência em condições de chamas de difusão (a) e pré-mistura (b) (Arghode e Gupta,
2010) ...................................................................................................................................................... 24
vii
Figura 2.15 Perfil de linhas de corrente em metade da câmara de combustão para intensidades de
taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm (a), 30MW/m
3.atm (b) e 40MW/m
3.atm (c) (Arghode e
Gupta, 2010) .......................................................................................................................................... 25
Figura 2.16 Distribuição dos tempos de residência (a) e tempo de residência médio (b) (Arghode e
Gupta, 2010) .......................................................................................................................................... 25
Figura 2.17 Geometria da câmara de combustão de Duwig, et al. (2008) (a) e respectiva zona de
combustão quimiluminescência (b) ....................................................................................................... 26
Figura 2.18 Geometria da câmara de combustão de escoamento invertido de Kruse, et al. (2015) ... 26
Figura 2.19 Câmara de combustão de Göke, et al. (2014) ................................................................... 27
Figura 3.1 Esquema da instalação experimental .................................................................................. 29
Figura 3.2 Câmara de combustão e suporte (a); Pleno (b) ................................................................... 30
Figura 3.3 Caudalímetro de combustível .............................................................................................. 31
Figura 3.4 Conduta de oxidante (a) e painel de controlo do pré-aquecedor (b). .................................. 31
Figura 3.5 Dispositivo CEM (a) e respetiva configuração dos caudalímetros (b). ................................ 33
Figura 3.6 Equipamentos utilizados no sistema de ignição .................................................................. 33
Figura 3.7 Esquema da Câmara de combustão ................................................................................... 34
Figura 3.8 Perfil da câmara de combustão ........................................................................................... 35
Figura 3.9 Representação esquemática da sonda de recolha de gases de exaustão ......................... 38
Figura 4.1 Câmara de combustão à escala real ................................................................................... 41
Figura 4.2 Efeito da diluição da água nas emissões de HC’s ............................................................... 44
Figura 4.3 Efeito da diluição da água nas emissões de CO ................................................................. 45
Figura 4.4 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de HC’s .................. 46
Figura 4.5 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de CO ..................... 47
Figura 4.6 Emissões de HC’s ................................................................................................................ 48
Figura 4.7 Emissões de CO .................................................................................................................. 49
viii
Lista de tabelas
Tabela 1 Rotametros e Caudalimetros .................................................................................................. 32
Tabela 2 Características dos analisadores utilizados na análise de composição química dos gases de
combustão. ............................................................................................................................................ 39
Tabela 3 Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores. .................................................. 39
Tabela 4 Condições experimentais realizadas...................................................................................... 42
Tabela 5 Propriedades do gás natural fornecido pela rede .................................................................. 57
Tabela 6 Molécula equivalente para o GN ............................................................................................ 57
ix
Simbologia
Caracteres Romanos
(A/F)st Razão ar/combustível mássico na estequiometria
Massa molar do constituinte i
Taxa de recirculação
Fração molar de oxigénio no oxidante
Fração molar de água no oxidante
Massa molar do combustível
Fração volúmica da espécie i
Caracteres Gregos
Excesso de oxidante global
Excesso de oxidante local
Densidade do combustível
Densidade do ar
Densidade da espécie i
Abreviaturas
FLOX Flameless Oxidation
FLOXCOM Flameless Oxidation Combustor
HITAC High Temperature Air Combustion
PCI Poder Calorífico Inferior
CEM Controlled Evaporation and Mixing
x
AHEAD Advanced Hybrid Engine Aircraft Development
GN Gás natural
1
1. Introdução
1.1. Enquadramento
O sector de transportes engloba mundialmente 28% do consumo energético de fontes primárias, onde
a energia proveniente de derivados do petróleo representa 93% da energia deste sector (IEA, 2012).
No subsector da aviação, o principal combustível utilizado é o kerosene, que constitui um produto da
refinação do petróleo (Masiol e Harrison, 2014). Em 2006 estima-se que o sector da aviação
representou 11,2% do consumo energético dos transportes e contabilizou 5,8% do consumo total do
petróleo a nivel mundial (Mazraati, 2010). Estima-se um crescimento anual de 5% por ano deste
sector e prevê-se o mesmo comportamento nas próximas decadas, potenciado por economias
emergentes (Masiol e Harrison, 2014).
Sendo o petróleo uma energia de origem fóssil, que apresenta reservas finitas, espera-se a sua
extinção nas próximas décadas (Coelho e Costa, 2007). É necessária a procura de soluções
alternativas que consigam dar resposta, na eventualidade da escassez desta fonte e ao mesmo
tempo promover a redução de poluentes emitidos na atmosfera.
Entre as principais emissões consideradas como poluentes na aeronautica destacam-se as emissões
de CO2 e NOx (Figura 1.1). As emissões antropogénicas de CO2 são consideradas o maior promotor
de efeito global de estufa, estimando-se que 2,5% do total das emissões antropogénicas de CO2
sejam provenientes do sector da aviação. A redução destas emissões obtém-se através da melhoria
da eficiência do consumo do avião, que se traduz numa diminuição do peso e do atrito aerodinâmico
do mesmo e do consumo específico da turbina (Grote, et al., 2014). As emissões de NOx são
responsáveis pela formação de ozono e a produção é maior junto à camada superior da tropoesfera.
Em 1992 estimou-se um aumento de 6% de Ozono a altitudes cruzeiro, em latitudes médias do
hemisfério norte devido à aviação (Vedantham, 1999).
Figura 1.1 Poluentes característicos emitidos numa turbina a gás de um avião (Masiol e Harrison,
2014).
O projecto AHEAD (Levy, et al., 2015) teve como base o desenvolvimento de um avião que funcione
com uma turbina a gás de dois estágios de pressão, com vista a diminuir as emissões de CO2 e NOx
em 60%. Tal será obtido através da redução do consumo específico do avião e da utilização de
2
potenciais combustíveis que possam substituir o Kerosene. Na primeira câmara está prevista a
combustão de hidrogénio em condições pobres e, na segunda a combustão de bio-fuels no regime de
chama não vísivel.
Figura 1.2 Turbina AHEAD (Levy, et al., 2015)
1.2. Presente contribuição
Esta dissertação tem como objetivo averiguar o efeito da diluição da água no oxidante na segunda
câmara de combustão da turbina AHEAD. As experiências efetuadas constituíram o primeiro passo
na validação do desenvolvimento da segunda câmara, onde o oxidante apresenta menores
concentrações de oxigénio, devido à presença da água formada pela combustão do hidrogénio na
primeira câmara. Duas análises foram conduzidas de forma averiguar o papel da água como diluente.
Em primeira instância verificou-se o papel da diminuição da concentração do oxigénio no oxidante. De
seguida, verificou-se qual era o papel da água como diluente em substituição ao azoto, onde a
concentração de oxigénio no oxidante é mantida constante e a concentração de água é variada.
Durante as experiências a potência é mantida constante e as emissões de CO, HC’s e NOx são
comparadas numa gama de excesso de ar.
1.3. Estrutura da dissertação
A tese é composta por cinco capítulos, sendo que o presente capítulo constitui a introdução. No
capítulo 2 abordam-se conceitos que englobam: as câmaras de combustão de turbinas a gás, a
formação de poluentes, os métodos comuns de controlo de poluentes nas turbinas e o regime sem
chama visível. No capítulo 3 descreve-se a instalação experimental e os procedimentos experimentais
associadas a esta. No capítulo 4, os resultados experimentais são expostos e discutidos. Por fim, no
capítulo 5, encontam-se resumidas as principais conclusões deste trabalho, assim como algumas
recomendações para trabalhos futuros.
3
2. Revisão bibliográfica
2.1. Turbinas a gás
2.1.1. Conceitos básicos
As câmaras de combustão de turbinas a gás têm de satisfazer uma gama lata de requisitos, cuja
importância relativa varia de motor para motor (Lefebvre e Ballal, 2010). Entre os requisitos
transversais destacam-se:
— Uma eficiência de combustão elevada;
— Uma ignição suave e fiável;
— Latos limites de estabilidade;
— Baixas quedas de pressão;
— Uma distribuição radial de temperatura à saída da câmara de combustão apropriada, de forma a
maximizar a vida das pás da turbina e do estator;
— Baixas emissões de fumo e espécies gasosas poluentes;
— Ausência de flutuações de pressão e outras manifestações de instabilidades induzidas pela
combustão;
— Tamanho e forma compatíveis com o invólucro do motor;
— Concepção segundo o mínimo custo e facilidade de produção;
— Fácil manutenção;
— Durabilidade e potencialidade de funcionamento com vários combustíveis.
Os requerimentos de maior relevância são um baixo consumo de combustível e baixas emissões de
poluentes. No caso particular dos motores de avião, o tamanho e o peso são fatores de relevo a
acrescer aos fatores anteriores. Nos motores industriais, fatores como a longa vida de funcionamento
e a versatilidade de uso de combustíveis ganham maior importância.
Tendo em conta as constrições enunciadas, a geometria básica de uma câmara de combustão de
uma turbina a gás toma a forma representada na Figura 2.1. Entre os componentes transversais a
todas as turbinas destacam-se o liner, o casing, o difusor e o injetor de combustível.
4
Figura 2.1 Geometria e componentes básicos numa câmara de combustão de turbina a gás.
(Lefebbre e Ballal, 2010)
A entrada do caudal de ar na câmara de combustão inicia-se no difusor. O difusor permite reduzir a
velocidade do escoamento, de forma a diminuir as perdas de carga ao longo da câmara da
combustão. À saída do difusor o ar bifurca-se entre a entrada principal da zona primária e a conduta,
formada pelo liner e o caising, que permite levar ar à zona intermedia e a zona de diluição. O caudal
de ar necessita de ser distribuído pelas zonas principais: zona primária, secundária e de diluição,
consoante a necessidade de ar em cada uma. Em condições ideais, a razão de caudal ar/combustível
na zona primária de combustão deve rondar os 18 kg ar/ kg combustível. Consoante a necessidade
de controlo das emissões de NOx, esta razão pode atingir valores superiores dependendo da
estabilidade da chama.
A zona primária tem como função principal ancorar a chama e permitir que a combustão se torne
completa. A temperatura, a turbulência e o tempo de residência dentro da zona de reação são
requisitos necessários para atingir a combustão completa. De forma a proporcionar condições
favoráveis, um campo de baixas velocidades e temperaturas suficientemente altas terão de ser
garantidos na zona de combustão. Independentemente do perfil de caudal de ar aplicado na
concepção das câmaras de combustão, todas elas requerem a criação de um campo de recirculação
toroidal de caudal de produtos de combustão na zona de entrada de ar e combustível, de forma a
garantir uma fonte de ignição contínua dos reagentes. A recirculação de caudal de produtos de
combustão pode ser obtida de várias formas. Os métodos mais comuns podem ser encontrados na
Figura 2.2. A recirculação gerada pode ser obtida por swirl do caudal de ar (Figura 2.2.a) ou
simplesmente pela injeção de ar através de orifícios na parede do liner na extremidade (Figura 2.2.b).
Ambos os métodos podem ser aplicados em conjunto (Figura 2.2.c).
Figura 2.2 Criação de recirculação na zona primária: Jatos opostos (a); Swilrl (b) e combinação de
swirl e jatos opostos (c) (Costa e Coelho, 2007)
(a) (b) (c)
5
No caso de as temperaturas na zona primária atingirem valores superiores a 2000K, CO e H2
formam-se devido a reações de dissociação. De forma a evitar o congelamento das espécies
químicas na zona de diluição, que surge devido ao arrefecimento brusco proporcionado pelas
grandes quantidades de ar fornecidas à mesma, uma zona intermédia é necessária, de forma a
completar a combustão. Na zona intermédia (Figura 2.1), moderadas quantidades de ar são
adicionadas aos produtos de combustão, de forma diminuir a temperatura para um nível intermédio e
assim, promover a combustão de hidrocarbonetos não queimados, hidrogénio e monóxido de carbono
provenientes da zona primária. Desta forma, é possível aumentar a eficiência de combustão e evitar
que estes poluentes sejam libertados na atmosfera.
Depois da distribuição do ar da conduta formada pelo liner e o caising entre a zona primária e
intermédia da câmara, o restante ar terá de ser admitido a jusante da zona de combustão,
misturando-se com os produtos de combustão.
A zona de diluição tem como função receber o restante ar e proporcionar um caudal de ar com uma
distribuição de temperatura adequada às pás da turbina. O perfil ideal de temperatura à entrada da
turbina apresenta valores mínimos na base da lâmina, onde as tensões são mais elevadas, e também
na extremidade da pá, de forma a proteger a vedação. O caudal de ar é admitido na corrente de gás
através de uma ou mais filas de orifícios nas paredes do liner. O tamanho e forma dos mesmos são
selecionados de forma a otimizar a penetração dos jatos de ar e promover a mistura do ar com os
produtos de combustão.
A eleição de uma configuração particular de câmara de combustão vai depender amplamente da
aplicação do motor e a necessidade de aproveitar o espaço disponível de forma eficiente. As duas
configurações mais comuns são as câmaras de combustão do tipo tubular e anular. Entre estas duas
configurações distintas, a câmara de combustão do tipo tubo-anular apresenta-se como a condição
intermédia, onde número de liners tubulares são colocados dentro de um caising anular de forma
equidistante.
A configuração do tipo tubular (Figura 2.3.a) apresenta liners cilíndricos montados concentricamente
dentro de casings cilíndricos distribuídos axi-simetricamente na câmara de combustão. Esta
configuração apresenta custos e tempos reduzidos no que diz respeito à sua concepção e uma
integridade estrutural superior relativamente às outras configurações. Por outro lado, o comprimento e
o peso elevado deste tipo de motor torna proibitiva a utilização desta configuração em aplicações de
aeronáutica. A configuração ganha importância em aplicações industriais, onde a acessibilidade e a
manutenção são considerados critérios relevantes.
A configuração anular (Figura 2.3.b) recorre a um liner e a um caising anulares, dispostos
concentricamente. A câmara de combustão anular pode ser considerada a forma ideal dado que
apresenta maior compacidade e menores perdas de carga relativamente às outras configurações. No
entanto, esta configuração apresenta esforços de flexão elevados no caising.
6
A câmara de combustão do tipo tubo-anular (Figura 2.3.c) contém um conjunto de liners tubulares
inseridos de forma concêntrica no interior de um único casing anular. Esta configuração procura tirar
partido de ambas as configurações anteriormente enunciadas. Esta combina a compacidade da
câmara anular e a resistência mecânica da câmara tubular. Contudo, requer interligações de forma a
iniciar a chama nos liners, (como na configuração tubular) e manifesta dificuldades em criar um perfil
de escoamento de ar satisfatório e consistente.
Figura 2.3 Configuração anular (a), tubular (b) e tubo-anular (c) (Lefebbre e Ballal, 2010)
2.1.2. Formação de Poluentes
Entre os produtos de combustão emitidos por uma turbina a gás natural encontram-se: N2, O2, H2O,
CO2, CO, HC's, NOx, SOx (caso do combustível apresente azoto ligado) e fuligem. A água (H2O) e
dióxido de carbono (CO2) emitido na atmosfera não apresentam consequências diretas na saúde
pública, no entanto são agentes que promovem o efeito global de estufa na atmosfera. NOx, CO, HCs
e a fuligem têm consequências diretas na saúde. O monóxido de carbono (CO) é um gás incolor
inodoro considerado tóxico que, consoante as concentrações inaladas, pode provocar tonturas,
alterações do estado de consciência e, em casos extremos conduzir à morte. A fuligem, sendo
matéria particulada na atmosfera, quando inalada, pode causar problemas respiratórios com lesões
permanentes, sendo que a gravidade das mesmas é inversamente proporcional ao diâmetro das
partículas emitidas. Os hidrocarbonetos (HC´s) emitidos podem compor-se de poliaromáticos que são
considerados cancerígenos. Entre outros constituintes destaca-se também a matéria volátil orgânica
(VOC) que, em conjunto com a fuligem e ozono troposférico, levam ao fenómeno de nevoeiro
fotoquímico. O dióxido de enxofre (SO2) é um gás tóxico solúvel que, quando inalado, pode provocar
edema pulmonar. Além das consequências diretas na saúde, é também percursor da chuva ácida na
qual, os óxidos de enxofre reagem com água e oxigénio na atmosfera formando ácido sulfúrico. A
emissão de óxidos de azoto tem consequências globais tanto na troposfera, como na estratosfera. Na
primeira zona leva à formação de Ozono, enquanto na segunda leva à sua destruição.
O combustível utilizado no presente trabalho foi o gás natural. O gás natural pode apresentar
vestígios de enxofre, mas não em quantidades suficientes para causar impacto na poluição. Em
condições regulares de funcionamento da câmara de combustão, a formação de fuligem associada a
(a) (b) (c)
7
este combustível é diminuta. Os principais poluentes associados a este combustível são: o NOx, CO
e os HCs.
Mecanismos de formação de NO
Usualmente, o NO forma-se na combustão, através da oxidação do azoto atmosférico ou de
compostos orgânicos ligados ao azoto. Entre os mecanismos envolventes no processo de formação
de NO, distinguem-se: o mecanismo térmico, geralmente associado a temperaturas elevadas durante
o processo de combustão; o mecanismo imediato, onde os radicais de hidrocarbonetos formados
durante a combustão conduzem à formação de compostos ligados de azoto (como HCN e CN) que
posteriormente levam à formação de NO por oxidação; o mecanismo intermédio ou de óxido nitroso
(N2O), cuja oxidação promove a formação de NO; e por ultimo, o mecanismo de combustível, no qual
a oxidação de compostos de azoto presentes no combustível produzem NO. (Costa e Coelho, 2007)
Mecanismo Térmico
O NO formado pelo mecanismo térmico é geralmente associado à reação global:
(1)
As principais reações intermediárias no processo de oxidação do azoto são:
(2)
(3)
O conjunto de reações elementares estabelece o denominado mecanismo de Zeldovich. Uma prática
comum é incluir a seguinte reação no processo de oxidação de azoto:
(4)
O conjunto destas três reações elementares forma o mecanismo estendido de Zeldovich. Dado que
os agentes intervenientes desta ultima reação são radicais, a reação é independente da temperatura.
A importância desta reação é inferior face às primeiras.
Uma das principais características do mecanismo térmico é a sua forte dependência da temperatura
de combustão. A reação elementar (2) apresenta uma energia de ativação elevada, sendo
considerada relevante para temperaturas superiores a 1800K.
Mecanismo Imediato (ou de Fenimore)
O mecanismo imediato está intimamente associado ao processo de oxidação dos hidrocarbonetos,
onde radicais destes últimos reagem como azoto molecular de forma a produzir compostos de ciano e
aminas. Entre as reações possíveis no processo de formação de NO via mecanismo imediato, as
duas reações com maior relevo são:
8
(5)
(6)
A reação (5) é a de maior importância na formação de NO. A molécula HCN sofre as seguintes
reações sequenciais que levam à formação de azoto:
(7)
(8)
(9)
(10)
O mecanismo ganha maior importância para temperaturas baixas e pode, nessa situação, contribuir
significativamente para as emissões totais de NO. Este mecanismo é dominante na combustão de
misturas ricas de pré-mistura de hidrocarbonetos e em chamas de difusão, que podem contribuir em
mais de 50% para a formação total de NO (Glassman e Yetter, 2008).
Mecanismo Intermédio
O mecanismo intermédio inicia-se pela seguinte reação:
(11)
O óxido nitroso formado reage com radicais de oxigénio e hidrogénio segundo as reações:
(12)
(13)
O mecanismo ganha importância face aos mecanismos anteriormente enunciados em misturas
pobres , onde as temperaturas são relativamente baixas. (Turns, 2000)
Mecanismo de Combustível
O mecanismo de combustível é importante nos combustíveis que contém azoto ligado à sua estrutura
molecular. A oxidação dos hidrocarbonetos durante o processo de combustão leva à formação de
radicais HCN, que por sua vez dão origem a radicais NHi que reagem competitivamente com o O2 e
com o NO, formando-se NO e N2, respetivamente. O mecanismo é sensível à concentração local de
oxigénio e à fração mássica de azoto no combustível e insensível à temperatura. (Costa e Coelho,
2007)
No trabalho realizado, o combustível é gás natural e não apresenta azoto ligado, sendo este
mecanismo desprezável.
9
Mecanismos de oxidação dos HC’s
A combustão de hidrocarbonetos constitui um mecanismo complexo, no qual desencadeia-se a
fragmentação e oxidação do combustível em constituintes menores que, por sua vez, oxidam e
formam H2O e CO2 como produtos finais. O metano (CH4) constitui o principal componente do gás
natural. A combustão do metano pode ser visualizada na sua forma genérica na Figura 2.4. A
importância das reações é representada pela intensidade das linhas. Consoante a temperatura e a
composição local onde ocorre a oxidação dos hidrocarbonetos, o peso relativo das vias de reação
representadas pode apresentar mudanças. Na situação de misturas ricas e/ou temperaturas baixas, a
formação de espécies intermédias mais pesadas são favorecidas. Um dos aspetos principais da
oxidação dos hidrocarbonetos é a importância do papel dos radicais OH, O e H. Espécies intermédias
sofrem um processo de desidrogenação através da reação com estes radicais, onde são produzidos
H2O, OH e H2 respetivamente. Entre as reações mais importantes destaca-se a seguinte reação de
ramificação de cadeia:
(14)
A reação (14) é uma das mais importantes reações de ramificação de cadeia na combustão de
hidrogénio e hidrocarbonetos. O consumo de um radical H produz duas espécies de radicais, O e OH.
Uma perturbação química que aumente a produção de radicais H leva ao aumento da taxa de reação
da combustão. por aumentar a concentração local de radicais. (Kuo, 1986)
Figura 2.4 Mecanismo de oxidação dos hidrocarbonetos (Turns, 2000)
10
Mecanismos de oxidação do CO
O mecanismo da oxidação do CO é considerado um processo relativamente lento comparativamente
às reações de oxidação dos hidrocarbonetos. Na ausência de uma atmosfera livre de hidrogénio e/ou
água, ou seja, uma atmosfera sem radicais H, as principais reações envolventes no processo de
oxidação são:
(15)
(16)
Devido à presença de hidrogénio e/ou água, radicais OH formam-se durante a combustão e levam à
oxidação do CO segundo a reação:
(17)
A reação (17) é considerada a reação dominante no processo de oxidação do CO e está dependente
do equilíbrio químico de radicais O, OH, H durante o processo de combustão. As reações (15) e (16)
apresentam menor peso a temperaturas elevadas. As principais reações envolventes no equilíbrio
químico entre esses radicais e as moléculas O2, H2O e H2 são:
(18)
(19)
(20)
(21)
(22)
Denote-se que durante oxidação de hidrocarbonetos, as taxas de reação destes com os radicais OH
são superiores à reação principal (17) logo, existe uma competição entre a oxidação de compostos de
hidrocarbonetos e a oxidação do CO segundo este mecanismo. Na combustão de hidrocarbonetos é
frequente assistir-se a um atraso da oxidação de CO, face à presença de fragmentos de
hidrocarbonetos ainda por oxidar. (Kuo, 1986)
Além das reações enunciadas na oxidação do CO, a seguinte reação apresenta também uma rota
para a oxidação do CO:
(23)
A reação (23) é considerada de menor relevo face à reação (17) em condições de temperaturas
elevadas e pressões relativamente baixas.
11
2.1.3. Métodos de Controlo de Poluentes
Devido à consciencialização dos efeitos ambientais causados pelos poluentes emitidos durante a
combustão, têm vindo a ser implementadas regulamentações de emissões de poluição, tanto a nível
nacional como internacional, de forma a minimizar as emissões atmosféricas. As reduções de
emissões de HCs e CO são bem aceites pela indústria, dado que as suas reduções implicam uma
melhor eficiência de combustão e por sua vez permitem economizar gastos de combustível. Por outro
lado, a diminuição das emissões de NOx (com vista a minorar os efeito poluente) não tem qualquer
valor acrescentado. As emissões de NOx, convencionalmente, são associadas ao aumento de
temperatura durante a combustão devido ao mecanismo térmico. Por outro lado, as emissões de CO
e HC em condições pobres (regimes de turbinas a gás), tendem a diminuir consoante um aumento de
temperatura. Devido à natureza contrária das emissões, as restrições de NOx involuntariamente têm
um preço nas emissões de CO e HC’s. (Lefebbre e Ballal, 2010)
A diminuição de emissões de CO e HC’s em turbinas gás é realizada através de:
— Redistribuição correta de ar entre as zonas de combustão, de forma a manter a temperatura
suficiente na zona primária de combustão;
— Aumento do volume e/ou do tempo de residência na zona de combustão;
— Redução de ar de arrefecimento nas paredes do liner na zona primária de combustão, de forma a
prevenir o congelamento das reações de espécies intervenientes na combustão;
— No caso de combustíveis líquidos, uma melhor atomização do combustível.
O controlo das emissões de NOx tem de ser conjugado com as emissões de CO e HC’s. De seguida
apresentam-se métodos, comuns e em desenvolvimento, de controlo de emissões nas turbinas a gás.
Câmaras de combustão de pré-mistura pobre
As câmaras deste tipo recorrem à pré-mistura do ar e combustível a montante da zona de combustão,
de forma evitar zonas pontuais com temperatura elevada que possam contribuir para formação de
NOx via mecanismo térmico. A mistura de ar/combustível fornecida à zona de combustão é realizada
de forma a câmara operar em estequiometrias próximas dos limites pobres de extinção de chama; de
modo a reduzir a temperatura no interior da zona de combustão. A câmara de combustão subdivide-
se em três zonas; uma zona onde o combustível é injetado e misturado com o ar de forma a criar uma
mistura homogénea pobre; a zona de combustão onde a chama é estabilizada através da
recirculação interna dos produtos de combustão e por fim uma zona de diluição. As câmaras de
combustão de pré-mistura pobre apresentam níveis de emissões de NOx extremamente baixos que
podem atingir os 9 ppm (EEA, 2008). No entanto, estas podem sofrer problemas de ressonância
acústica, que provocam instabilidade de chama, retorno de chama e autoignição durante a
preparação da mistura homogénea em condições de potência elevadas. A necessidade de uma zona
de pré-mistura implica um peso e uma integridade estrutural superior, tornando esta configuração
12
difícil de implementar na indústria aeronáutica. Outro fator a ter em conta é o tempo de residência
necessário para atingir a oxidação do CO em condições de temperaturas baixas. A necessidade de
concluir a combustão levam ao aumento do volume da câmara.
Recirculação (externa) dos produtos de combustão (RPC)
Este método tem como fundamento diminuir a temperatura de chama de forma a reduzir as emissões
de NOx via mecanismo térmico. A diminuição da temperatura de chama é atingida através da
reintrodução de produtos queimados na zona de combustão, que podem ser introduzidos juntamente
com ar de combustão e/ou o combustível. A natureza desta diminuição é atribuída sobretudo à
diminuição de oxigénio na zona de reação, mas também ao aumento da capacidade térmica dos
reagentes por introdução de CO2 e H2O. As emissões de NOx conseguem ser reduzidas, contudo, a
aplicação deste método pode aumentar as emissões de CO e HC’s. Adicionalmente, para taxas de
recirculação superiores a 30%, a chama é passível de se extinguir. (Costa, et al., 1996)
Injeção de água/vapor de água
O método de injeção de água, tal como o método RPC, tem como objetivo diminuir as emissões de
NOx através da diminuição de temperatura na zona de combustão. A água, no seu estado líquido ou
gasoso, quando adicionada nas câmaras de combustão funciona com poço de calor, sendo mais
eficiente no estado líquido devido ao calor latente de vaporização. A água pode ser introduzida no ar
de combustão ou diretamente na chama através de orifícios junto à injeção de combustível. A
aplicação deste processo é concretizável nas turbinas a gás estacionárias, sendo inapropriada em
aplicações aeronáuticas. Este processo vai estar dependente da disponibilidade da água e incorre em
gastos acrescidos, devido à necessidade de tratamento de água e ao aumento do consumo
específico da turbina. A introdução da água pode ter como consequência o aumento das emissões de
CO e HC’s, deteriorando a eficiência de combustão.
Câmaras de combustão com geometria variável
As câmaras de combustão convencionais apresentam uma estreita gama de excesso de ar de baixas
emissões de poluentes. A escolha da geometria e das proporções de caudal de ar distribuídas em
cada zona da câmara de combustão é realizada segundo uma relação de compromisso entre a
melhor eficiência e as menores emissões possíveis dentro das condições nominais de funcionamento.
A câmara de combustão de geometria variável ideal tenta conciliar estas situações extremas. Em
condições de potências elevadas permitiria aumentar a quantidade de ar na zona primária de
combustão, de forma a diminuir a temperatura e consequentemente as emissões de NOx. Em
condições de potências baixas possibilitaria a redução de caudal de ar na zona primária de
combustão, mantendo temperaturas suficientemente altas dentro da zona de combustão, para assim
permitir a combustão completa dos HC’s e do CO. A aplicabilidade deste tipo de câmara de
combustão tem especial interesse na indústria aeronáutica, onde as turbinas a gás apresentam latas
13
gamas de trabalho. O principal impedimento na concepção e implementação deste tipo de câmara é a
fiabilidade e segurança devido à sua complexidade estrutural.
Câmaras de combustão com estagiamento de combustível
As câmaras de combustão de estagiamento de combustível abordam as emissões de forma similar às
câmaras de combustão de geometria variável, a principal diferença reside no método utilizado. O
caudal de ar nesta situação é fixo e o caudal de combustível é distribuído de injetor para injetor dentro
da câmara. De forma obter a gama pretendida de excesso de ar, um grupo de queimadores são
desligados conforme a necessidade de manter o excesso de ar nos restantes queimadores na gama
pretendida. Deste modo, as emissões de poluentes conseguem ser reduzidas de forma similar ao
estagiamento de ar. (Wulff e Hourmouziadis, 1997)
No estagiamento de combustível nas turbinas a gás, os queimadores são incorporados numa única
unidade, de forma a reduzir o peso e o volume da câmara. A câmara apresenta duas ou mais zonas
de combustão, onde o caudal de combustível é alternado conforme as necessidades de potência. As
câmaras de combustão de turbinas a gás deste tipo apresentam uma zona destinada a funcionar em
condições de potências baixas. Esta funciona como chama piloto para a zona principal de combustão
em condições elevadas de potência. A principal diferença entre as câmaras é a disposição dos
queimadores, estes podem estar em paralelo ou em série. As câmaras de combustão de
estagiamento de combustível permitem menores emissões face às câmaras convencionais. Em
contrapartida, apresentam uma maior complexidade no sistema de alimentação de combustível e
podem apresentar dificuldades em manter um perfil de temperaturas adequado às pás das turbinas.
Câmaras de combustão RQL (Rich-Burn, Quick-Quench, Lean-Burn)
As câmaras de combustão RQL subdividem a combustão em duas zonas, uma zona de combustão
inicial rica seguida de uma região de combustão pobre de forma a diminuir a formação de NOx via
mecanismo térmico (Figura 2.5).
Figura 2.5 Câmara de combustão RQL (Wulff e Hourmouziadis, 1997)
14
Na zona rica de combustão, a combustão é realizada em condições ricas de mistura, de forma a
diminuir a temperatura e consumir o oxigénio nos produtos de combustão. Como consequência, os
gases de combustão nesta zona apresentam baixas emissões NOx e emissões de CO, HCs e fuligem
consideráveis. De forma a consumir estes poluentes, é introduzido ar na câmara de maneira a criar
uma mistura homogénea pobre que impeça a formação de NOx. A eficiência deste método de
controlo de emissões vai depender da eficácia da suspensão da combustão durante a mistura de ar
com os produtos provenientes do primeiro estágio de combustão. Uma das principais vantagens
deste método é a diminuição de emissões de NOx de combustíveis com azoto ligado. Esta realiza-se
através da conversão dos radicais de azoto em azoto molecular, em condições de supressão de
oxigénio obtidas na zona primária de combustão.
Câmaras de combustão catalíticas
As câmaras de combustão catalíticas recorrem a um catalisador de forma iniciar e promover a
combustão de misturas de ar/combustível na fase gasosa que apresentam coeficientes de excesso de
ar abaixo dos limites pobres de flamabilidade. A combustão ocorre a temperaturas reduzidas, o que
permite inibir a formação de NOx via mecanismo térmico. Na zona a jusante do catalisador, a
temperatura tem de ser suficientemente elevada de forma a completar a combustão dos HCs e CO. A
montante do catalisador, à semelhança das câmaras de pré-mistura pobre, uma zona de pré-mistura
do ar e combustível tem de ser realizada de modo uniforme. No sentido de iniciar as reações
catalíticas de combustão, a mistura tem de ter uma temperatura suficiente (pelo menos 700K) e tem
de apresentar homogeneidade, de forma a impedir misturas ricas na zona de reação do catalisador. A
fraca homogeneidade provoca temperaturas locais altas que podem levar à deterioração do
catalisador e da eficiência da combustão. As câmaras de combustão conseguem atingir valores de
NOx da ordem dos 3 ppm (EEA, 2008), contudo apresentam gamas relativamente estreitas de
funcionamento, dada as limitações de temperatura nas várias zonas da câmara de combustão.
Paralelamente, a integridade estrutural do catalisador a temperaturas típicas de turbinas a gás
demonstra ser um desafio face ao seu tempo de vida espectável.
Redução catalítica seletiva
O método de redução catalítica seletiva permite reduzir as emissões de NOx na exaustão da turbina,
através da conjugação de um catalisador e da introdução de amónia nos gases de exaustão. A
amónia junto à superfície do catalisador reagirá com o NOx de forma a obter azoto molecular
segundo as reações globais:
(24)
(25)
A gama ótima de temperaturas de exaustão para a diminuição de NOx encontra-se entre os 570 e
720K. Tal pode implicar a introdução de regeneradores de calor na exaustão de forma a garantir a
temperatura ótima com vista à redução de NOx.
15
2.2. Combustão sem chama visível
Durante a crise do petróleo de 1973, tomou-se consciência da necessidade de diminuir o consumo
específico de sistemas de combustão em todos os sectores energéticos e procurar uma maior
versatilidade de combustíveis que pudessem aliviar a dependência energética do petróleo (Tsuji, et
al., 2003). Uma das áreas em desenvolvimento nessa época foi a combustão de combustíveis de
baixo poder calorífico, em condições muito pobres que, em situações de temperatura e pressão
atmosféricas, não tinham condições para sustentar a combustão. Uma das formas encontradas para
superar esta dificuldade foi aumentar as taxas de reação, através do aumento da temperatura dos
reagentes; assim a mistura consegue expandir os limites de flamabilidade (Figura 2.6b). De modo a
evitar o uso de uma fonte externa de calor para aumentar a temperatura dos reagentes, o método de
recirculação de calor demonstrou ser a solução evidente. O método consiste simplesmente em
reintroduzir parte da energia dos produtos de combustão nos reagentes, através de transferência de
calor (Figura 2.6.a). O método em si não é novo, a transferência de calor entre produtos de
combustão na exaustão para aquecer o ar, através de um recuperador de calor, é comum nas
fornalhas, de forma a aumentar a eficiência térmica. O principal entrave à utilização desta tecnologia,
na sua forma original, é o aumento de emissões de NOx devido às temperaturas elevadas na zona de
reação, o que restringe a quantidade calor que pode ser aproveitado na exaustão. Weinberg (1996)
aplicou este princípio de forma bem sucedida no seu queimador para misturas muito pobres sem
recurso à utilização de pré-aquecimento durante condições nominais de funcionamento.
(a) (b)
Figura 2.6 Variação da temperatura num sistema com recirculação de calor (a); Limites de
flamabilidade em função do poder calorífico e da temperatura dos reagentes (b) (Tsuji, et al., 2003)
A recirculação de calor é um método auxiliar comum na aplicação de combustão sem chama visível.
A necessidade deste método ganha importância no campo das fornalhas regenerativas e
recuperativas, onde tem especial interesse a combustão de combustíveis de baixo poder calorífico em
condições pobres. Esta é utilizada como fundamento do regime segundo a forma HITAC.
Durante a década de 90, o regime foi desenvolvido segundo duas formas - uma intitulada de HITAC
por Choi e Katsuki (2000), e outra designada de Flameless por Wünning (1997). Ambos os autores
atingiram o regime, mas os postulados apresentaram algumas diferenças na imposição da
temperatura de oxidante. O regime HITAC foi formulado especificamente para fornalhas regenerativas
(Figura 2.7.a), baseando-se no princípio de recirculação de calor, em que o ar necessita de ser pré-
16
aquecido a temperaturas elevadas (T ≥ 1000ºC) de forma a que, quando diluído com os produtos de
combustão e misturado com o combustível a elevadas taxas de recirculação, atingisse temperaturas
acima do limite de temperatura de autoignição. Wunning obteve o regime num queimador de uma
fornalha e apenas referiu a necessidade de uma temperatura mínima nos produtos de combustão a
serem recirculados (T ≥ 800ºC). Wünning construiu um queimador (Figura 2.7.b) com dois modos de
operação. No primeiro, durante o pré-aquecimento, a fornalha funciona em modo de chama de pré-
mistura. No segundo, após o pré-aquecimento, onde as temperaturas da fornalha são suficientemente
elevadas, o queimador funciona em modo de chama invisível.
(a) (b)
Figura 2.7 Esquema da fornalha regenerativa visionada em regime HITAC por Choi e Katsuki (2000)
(a); Queimador proposto por Wünning (1997) (b)
Os princípios subjacentes do regime são similares ao modo de recirculação externa. O regime recorre
à recirculação de produtos de exaustão de forma a diluir os reagentes e diminuir a temperatura de
chama e, consequentemente, as emissões de NOx. A recirculação de produtos de combustão é
definida como:
(26)
Onde é o caudal de produtos de combustão a serem recirculados, é o caudal de ar e é o
caudal de combustível.
A implementação do regime visionado por Wünning está exemplificada na Figura 2.8. No estágio I, o
ar é misturado com os produtos de combustão de forma uniforme. No estágio II o combustível é
adicionado ao ar diluído por produtos de combustão. Dada a recirculação de produtos de combustão,
a temperatura adiabática de chama é menor e, consequentemente, as emissões de NOx são
inferiores. No terceiro estágio é extraído calor que será aplicado no processo.
17
Figura 2.8 Princípio de funcionamento do regime visionado por Wünning (1997)
No queimador de Wünning (Figura 2.7) o princípio de funcionamento é realizado através de um injetor
de combustível central distanciado dos injetores coaxiais de ar. A recirculação interna é gerada entre
o ar e os produtos de combustão por arraste, que de seguida, misturam-se com o combustível.
Durante as experiências foram identificadas 3 zonas (Figura 2.9). A zona (A) apresenta chamas de
difusão estáveis até taxas de recirculação entre 0,3 a 0,5 consoante a temperatura da fornalha. A
zona (B) apresenta chamas instáveis que podem sofrer de descolamento ou mesmo extinção, caso a
temperatura da mistura dos reagentes com os produtos de combustão seja inferior à temperatura de
autoignição. A zona (C) apresenta a chama estável no regime sem chama visível e foi obtida para
taxas de recirculação superiores a 3.
Figura 2.9 Diagrama de estabilidade durante as experiências de Wunning (1997) em função da
temperatura da fornalha e da taxa de recirculação.
As fronteiras definidas na obtenção do regime não estão dissociadas da geometria do queimador e
dependem do combustível utilizado. A obrigatoriedade de o regime não apresentar chama visível é
questionada por vários autores (Caliere e Joannon,2004; Tsuji, et al.,2003). É comum referenciar o
18
início do regime para uma composição de oxidante com fração volúmica de oxigénio inferior a 10-
13%.
Wünning, apesar de não subscrever a temperatura do ar, sugere que, em fornalhas, o regime deve
estar associado a sistemas recuperativos ou regenerativos, de forma a maximizar a poupança de
energia. Dado que a energia sob forma de calor é extraída no interior da fornalha, a diminuição de
temperatura neste regime pode causar instabilidades na chama ou mesmo extinção. Segundo o
princípio de recirculação de calor, o problema é ultrapassado, pois a temperatura dos produtos de
combustão vai estar dependente da quantidade calor reintroduzida na fornalha, sendo independente
da estequiometria e do poder calorífico dos combustíveis.
Plessing, et al. (1998) estudaram o regime numa fornalha com a exaustão localizada junto à injeção
de combustível e ar, numa perspetiva de avaliar a zona de reação. Na fornalha utilizaram um
queimador FLOX de Wünning onde comparam a quimiluminescência dos radicais OH e a temperatura
da zona de reação em duas chamas: uma chama de pré-mistura de elevada turbulência num
queimador de bunsen e uma chama no regime de chama invisível. A experiência foi realizada a uma
potência de 10kW, em condições estequiométricas, onde a temperatura de pré-aquecimento de ar foi
de 500ºC e a temperatura no interior da fornalha de 900ºC. Verificou-se que a zona de reação no
regime sem chama visível, comparativamente à zona de reação de uma chama de pré-mistura,
apresenta menor intensidade e uma distribuição mais uniforme de quimiluminescência dos radicais
OH. A temperatura na zona de reação do regime de chama invisível não apresenta elevados picos de
temperatura, sendo que esta manteve-se sempre abaixo de 1300ºC. (Figura 2.10)
19
Figura 2.10 Intensidade de quimiluminescência e campo de temperaturas na zona de combustão de
uma chama de pré-mistura e uma chama em regime sem chama visível. (Plessing, et al., 1998)
A diluição dos gases de exaustão demonstrou aumentar os tempos químicos comparativamente aos
tempos de turbulência, permitindo uma zona de reação distribuída de maior volume.
O regime surgiu nas fornalhas portanto, a injeção de combustível é geralmente realizada
separadamente do ar por questões de segurança. Apesar de o regime ser mais fácil de se
estabelecer através de chamas de difusão, é possível atingi-lo com chamas com entradas de ar e
combustível coaxiais (Castela, et al., 2012) e de pré-mistura (Li, et al., 2011), desde que se
estabeleçam as condições necessárias de temperatura e quantidade de movimento na injeção do
caudal. O principal requisito é criar condições necessárias à mistura dos produtos de combustão com
o ar e o combustível de forma a evitar a oxidação, antes de se dar a combustão em condições
diluídas de oxigénio. Para isso, é necessário utilizar caudais elevados para produzir uma mistura
intensa que seja capaz de inibir as reações no estágio de diluição.
Efeito da diluição do Oxidante
Yuan e Naruse (1999) abordaram numericamente o efeito de diluição do oxidante na geometria da
câmara de combustão de Kasahara e Hasegawa (1996), de forma a comprovar a hipótese levantada
de a capacidade térmica dos reagentes influenciarem a temperatura de chama. A chama turbulenta
(Figura 2.11) é criada em condições de escoamento transverso, onde o oxidante admitido é
constituído por ar diluído com espécies químicas inertes (Ar, He), espécies químicas estáveis (CO2,
20
N2) e gás de exaustão (N2,H2O,CO2). A temperatura do oxidante foi fixa a 1223K, manteve-se o
caudal de oxidante constante a 15 m3/h e variou-se a composição de inertes e a concentração de
oxigénio. O combustível escolhido foi formulado com uma mistura de 97%C2H6 e 3%N2. O caudal do
mesmo manteve-se constante a um valor de 0,053 m3/h. Verificou-se a diminuição da temperatura
máxima de chama com a diminuição da concentração de oxigénio e com o aumento de calor
específico em base molar (KJ/kg.Kmol). As diferenças de temperatura máxima entre diferentes
composições foram superiores em condições de baixas concentrações de oxigénio. O Árgon e o Hélio
não apresentaram o mesmo comportamento devido aos coeficientes de difusão turbulentos.
Figura 2.11 Perfil da câmara de combustão de Yan e Naruse (1999)
Chung, et al. (1999) estudaram o efeito da diluição do azoto no oxidante. A experiência foi realizada
numa geometria similar aos estudos realizados por Kasahara e Hasegawa (1996), onde se estudou
duas diferentes posições de injetores numa câmara cilíndrica: um injetor axial à entrada oxidante e
um injetor radial. O combustível escolhido foi LPG com um caudal de 2L/min, que correspondeu a
uma potência de 10kW. A composição do oxidante no que diz respeito à fração volúmica de oxigénio
e às temperaturas de oxidantes estudadas encontra-se na Figura 2.12. As experiências
demonstraram um aumento de emissões de CO e NOx com o aumento da temperatura do oxidante e
a diminuição da fração volúmica de O2. O injetor axial apresentou maiores emissões do que o injetor
radial, apesar das emissões de CO não ultrapassarem os 100ppm. O injetor radial foi escolhido para
as análises de quimiluminescência dos radicais OH, CH e C2, de forma a estudar o efeito green flame
e para a identificação das zonas de estabilidade de chama. Para temperaturas superiores a 900ºC foi
possível obter uma chama estável para frações volúmicas de 5%O2. Para temperaturas abaixo dos
900ºC, a estabilidade de chama foi significativamente reduzida para concentrações inferiores a
10%O2. Para temperaturas de 400ºC, apenas foi obtida chama com concentrações de oxigénio de
15%O2.
21
Figura 2.12 Diagrama de estabilidade obtidas durante as experiências de Chung, et al. (1999) em
função da concentração de oxigénio e da temperatura do oxidante
No que diz respeito à quimiluminescência, verificou-se que um aumento de temperatura provoca um
aumento de intensidade desta, enquanto uma diminuição da fração de oxigénio provoca a sua
diminuição. O volume de intensidade de quimiluminescência está associado à zona de reação. Este
aumentou com a diminuição de fração de oxigénio e o aumento da temperatura. Também se verificou
que a zona de reação se desloca em direção à saída de exaustão consoante a diminuição de
concentração de O2 no oxidante através da intensidade de quimiluminescência dos radicais CH e C2.
Para uma temperatura fixa de oxidante de 1000ºC, observou-se a mudança de cor azul para a cor
verde com a diminuição de concentração de oxigénio, ocorrendo um aumento de intensidade de
radicais C2 e uma diminuição de intensidade de radicais CH. Os autores sugerem que localmente a
chama pode ter regiões ricas, podendo influenciar localmente a estequiometria. No entanto,
sublinham que provavelmente existem outros fenómenos que podem estar associados,
nomeadamente a temperatura e a pré-mistura parcial podem influenciar as observações, devido ao
atraso de ignição da chama.
Silke, et al.(2007) estudaram o efeito da capacidade térmica dos inertes no atraso à ignição do
metano. Em tubos de choque estudaram misturas de metano com oxigénio/árgon e oxigénio/azoto
para temperaturas de 1500K e 1800K a 1,8 atm. Observaram um maior atraso da ignição com azoto
como diluente comparativamente ao árgon, devido à sua maior capacidade térmica para baixas
temperaturas. Em temperaturas elevadas (T=1800K) a diferença não foi significativa.
Dagaut e Cong (2009) estudaram o efeito de diluição da água no oxidante na combustão do metano
para razões de equivalência entre 0,1 a 1,5 e temperaturas compreendidas entre 800K e 1300K, com
tempos de residência constantes. Foram realizados testes num reator de mistura perfeita, em tubos
de choque e em chamas de pré-mistura. Verifica-se que a presença da água influência quimicamente
22
a combustão do metano, levando a maiores atrasos à ignição, menores velocidades de chama em
situação de pré-mistura e a inibição da combustão do metano. A água também tem um papel
importante na mudança da via de oxidação do metano. Em condições pobres verifica-se que a
oxidação do metano apresenta maiores concentrações de CH2O do que C2H6. A situação reverte-se
em condições ricas.
Entre as principais observações, destaca-se a influência da água nos radicais O, H e OH num reator
de mistura perfeita para condições muito pobres (Ф=0,3). Verifica-se que a diluição da água
(10%H2O) face à mesma diluição de azoto, em condições pobres num reator de mistura perfeita, tem
efeito nas seguintes reações químicas:
(18)
2 + (21)
(22)
(27)
(28)
A reação (21) provoca a diminuição da concentração do radical de oxigénio e a reação (22) é
responsável pela diminuição da concentração do radical H, devido à maior eficiência da água em
relação ao azoto como agente inerte intermediário em reações trimoleculares. Deste modo, as
concentrações locais de H e O são reduzidas, logo uma inibição as reações (18), (27) e (28).
A influência da água em condições típicas de turbinas foi estudada no que diz respeito às emissões
de NOx em chamas de pré-mistura. De forma a dissociar os efeitos químicos dos efeitos
termodinâmicos da água, recorreu-se computacionalmente a um elemento fictício inerte com
diferentes propriedades termodinâmicas (Cp). e modificou-se a eficiência das reações trimoleculares
(ε) de modo a comparar com a diluição da água. Escolheu-se uma temperatura de 700K e uma
pressão de 20 bar, como representativas das condições das turbinas. Estudaram-se duas condições
de razão de equivalência, uma razão de equivalência pobre (Ф=0,5) e uma razão de equivalência
estequiométrica (Ф=1), de forma averiguar os mecanismos dominantes nas situações extremas de
temperatura de pós-chama. Diluiu-se o ar com 20% de um inerte fictício com as propriedades
intercaladas do azoto (Cp e ε). Verificou-se, em condições estequiométricas, que as emissões de NO
dependeram maioritariamente do calor específico (CpH2O>CpN2). Em condições pobres os efeitos
químicos ganharam alguma importância, apesar da maior parte da redução do NO ser devida ao calor
específico da água. Verificou-se quimicamente que a redução do radical O foi o principal promotor da
redução de NO via a reação (2).
Tabacco, et al.(2007) estudaram numericamente o efeito da água na combustão em regime sem
chama visível, na perspetiva de produção e destruição de radicais O, OH e H. Em pressões
atmosféricas na combustão de metano, a uma temperatura de oxidante de 1100K, em condições
23
pobres (λ=1,8) e com uma recirculação de produtos de combustão de 4 a temperaturas de 1280K, a
produção de radicais OH é favorecida em detrimento dos radicais O e H, devido às reações com a
água. A reação (18) que é uma reação de ramificação de cadeia é suprimida. Estes achados sugerem
que o radical OH tem papel predominante na desidrogenação do metano relativamente aos outros
mecanismos via radicais O e H. O mecanismo de óxido nitroso, em circunstâncias pobres, demonstra
ser dominante em regime de chama não visível. A introdução de água afeta o equilíbrio de produção
de NO ao inibir a sua formação, segundo mecanismos que envolvam o radical O. A recombinação de
N2O com o radical OH em N2 salienta-se como reação de término importante na inibição de formação
de NO. O mecanismo de Zeldovich, através de introdução de água, não é só diminuído pela
temperatura, mas também pela diminuição local da concentração do radical O, que é fundamental na
iniciação do mecanismo. Este mecanismo, em condições de regime sem chama visível, demonstra ter
menor importância que os outros mecanismos. O mecanismo imediato é inibido pela diminuição da
concentração local de radicais O segundo a seguinte via:
(29)
Estudos de Flameless em condições de Turbinas a gás
O regime de chama não visível apresenta-se amplamente estudado em fornalhas e tem sido alvo de
estudo na aplicação de câmaras de combustão de turbinas a gás. As turbinas a gás,
comparativamente às fornalhas, podem apresentar tempos de residência inferiores na ordem de duas
casas decimais, sendo comuns valores de 5 ms (Wulff e Hourmouziadis, 1997). A temperatura do
oxidante deixa de ser controlável e fica dependente do funcionamento da turbina. A temperatura de ar
pode variar entre 450K e 900K (Lefebbre e Ballal, 2010), consoante a potência de funcionamento e o
rácio de pressão. Nestas circunstâncias, a gama ótima de funcionamento é estreita. A dificuldade
inerente à aplicação do regime é conciliar as emissões de HC’s e CO com as emissões de NOx. Por
um lado, os tempos químicos característicos do regime são superiores, o que leva a zonas
volumétricas de reação maiores e a necessidade de maiores tempos de residência de forma a
completar a combustão. Por outro lado, a presença de temperaturas baixas, associadas a potências
nominais baixas, pode conduzir à instabilidade de chama ou mesmo a sua extinção.
Levy, et al. (2004) propuseram um modelo de forma atingir o regime sem chama visível através de
recirculação interna, onde o ar e os produtos de combustão admitidos são misturados previamente,
antes de reagirem com o combustível. (Figura 2.13)
O modelo foi implementado numa câmara de combustão durante o projeto FLOXCOM (Levy, Y. et al.
2003), que foi alvo de estudos à pressão atmosférica por Melo (2008) com várias adaptações nas
entradas de ar.
Durante os testes sem reação química verificou-se. através do campo médio de velocidades, uma
grande zona de recirculação em todas as condições estudadas. A recirculação de caudal permaneceu
24
relativamente constante com variações de 0,4 a 1 de geometria para geometria. A recirculação
demonstrou ser determinada essencialmente pela geometria da câmara de combustão. Em todos os
modelos estudados verificaram-se emissões de NOx inferiores a 10 ppm (@15%O2 corr.),
independentemente das condições experimentais. Contudo, as emissões de HC e CO foram
elevadas, a melhor geometria (modelo A2SH) apresentou diminuições de CO e HC com o aumento
de excesso de ar e obteve valores mínimos de 2000 ppm e 100 ppm respetivamente. A eficiência
desta geometria demonstrou variar entre 96% e 99%. Durante os testes intrusivos de espécies
químicas e temperaturas realizados nesta geometria, observou-se um perfil de temperaturas
uniforme. As temperaturas foram inferiores a 1850K e as concentrações de oxigénio foram baixas. O
efeito de mecanismo térmico foi inibido pelos dois fatores.
(a) (b)
Figura 2.13 Modelo proposto por Levy et.al. (2004) (a); geometria da câmara de combustão
FLOXCOM (b)
Arghode e Gupta (2010) estudaram numericamente e experimentalmente o efeito do confinamento
em tubos de quartzo (Figura 2.14). Os diâmetros dos tubos foram escolhidos de forma a obter
intensidades de taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm, 30MW/m
3.atm e 40MW/m
3.atm.
Nestas circunstâncias, as intensidades das taxas de libertação de calor são da ordem de grandeza
das turbinas a gás industriais (40MW/m3.atm), conseguindo-se obter tempos de residência
comparáveis. A experiência foi realizada em condições de chama de pré-mistura e de chama de
difusão para uma potência de 25kW e o caudal de ar foi variado para razões de equivalência de 0,5 a
0,8. Realizou-se um estudo prévio de cariz numérico, de forma averiguar o efeito do confinamento
nos tempos de residência e nas taxas de recirculação do jacto.
Figura 2.14 Experiência em condições de chamas de difusão (a) e pré-mistura (b) (Arghode e Gupta,
2010)
25
Verifica-se numericamente que os jatos apresentam maior comprimento e menor decaimento da
velocidade quanto maior for o confinamento, sendo que as taxas de recirculação são também
menores. Quanto maior for o confinamento, maior a proximidade na parede e menor o volume.
(Figura 2.15) Por conseguinte, o transporte de movimento é inferior nestas circunstâncias. Os tempos
de residência médios demonstram ser menores em circunstâncias de maior confinamento. A
distribuição de tempos de residência das partículas apresenta variações acentuadas. (Figura 2.16)
Figura 2.15 Perfil de linhas de corrente em metade da câmara de combustão para intensidades de
taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm (a), 30MW/m
3.atm (b) e 40MW/m
3.atm (c) (Arghode e
Gupta, 2010)
Figura 2.16 Distribuição dos tempos de residência (a) e tempo de residência médio (b) (Arghode e
Gupta, 2010)
As emissões NOx foram independentes do confinamento e as emissões de CO aumentaram
conforme o aumento deste. Verificou-se, para uma razão de equivalência de 0,6, que as emissões de
NOx foram 8ppm e que as emissões de CO variaram entre 20 e 50ppm. Um maior comprimento de
chama foi observado para 40MW/m3.atm, o que está em sintonia com a análise numérica.
26
Duwig, et al. (2008) estudaram uma câmara de combustão com 12 injetores coaxiais, onde o ar e o
combustível são misturados previamente (Figura 2.17). A experiência foi realizada com propano para
um caudal de combustível fixo de 0,1 kg/s. A temperatura de entrada do ar foi fixada em 823K e
variou-se o caudal de ar segundo razões de equivalência entre 0,31 e 0,61. Ao diminuir a razão de
equivalência, verifica-se uma transformação de um regime de chamas discretas (0,6 ≤ Ф ≤ 0,5) para
um regime de chama distribuída (0,5 ≤ Ф ≤ 0,31). Na situação de razões de equivalência inferiores (Ф
> 0,3), a chama atinge o limite pobre de extinção. Observa-se, em simultâneo que, quando a razão de
equivalência diminui, obtém-se um aumento do volume de reação e um deslocamento da zona de
reação em direção a jusante. Verifica-se também a mudança para regime sem chama visível para
Ф<0,4. As emissões de NOx foram inferiores a 10ppm, contudo as emissões de CO agravaram-se
pelo facto de os tempos de residência serem insuficientes para as baixas taxas de oxidação obtidas.
(a) (b)
Figura 2.17 Geometria da câmara de combustão de Duwig, et al. (2008) (a) e respectiva zona de
combustão quimiluminescência (b)
Kruse, et al. (2015) estudaram uma câmara de combustão de escoamento invertido concebida para
trabalhar em condições de turbinas a gás (Figura 2.18). A geometria é fundamentada na geometria de
Plessing (1998), que difere no volume e no injetor de combustível. O volume da câmara é menor e a
injeção de combustível é realizada a montante na injeção de ar, de forma a criar condições de pré-
mistura parcial.
Figura 2.18 Geometria da câmara de combustão de escoamento invertido de Kruse, et al. (2015)
27
As condições estudadas foram escolhidas de forma a obter uma intensidade térmica constante de
6MW/m3, que corresponde ao menor valor encontrado em aplicações de turbinas a gás. O caudal de
ar foi escolhido de forma a variar a razão de equivalência entre 0,2 e 0,8. A temperatura do oxidante
foi fixada em 873K. Os diâmetros de injeção do ar foram de 10mm, 6,3mm e 4,5mm, de forma a
estudar a importância da recirculação dos produtos de combustão. As pressões escolhidas foram de
1bar, 2,5 bar e 5bar.
Verificou-se que, à pressão atmosférica, as emissões de NOx aumentaram com a razão de
equivalência, atingindo valores superiores a 50ppm, para razões de equivalência próximas da
estequiometria. Para razões de equivalência entre 0,3 e 0,8, as emissões de CO foram inferiores a
10ppm. Para razões de equivalência inferiores a 0,3, as emissões de CO aumentaram devido à
proximidade dos limites de extinção. Nas experiências realizadas com diâmetros de injeção
diferentes, presenciou-se uma diminuição das emissões de NOx com a diminuição do diâmetro. Para
razões de equivalência inferiores a 0,3, as emissões de CO foram menores. A diminuição do diâmetro
revela maiores taxas de recirculação de produtos de combustão. Nas experiências realizadas com
pressões diferentes, os tempos de residência foram maiores e a velocidade do jacto foi menor, o que
promoveu tempos de mistura inferiores. As emissões de CO diminuíram e as emissões de NOx
aumentaram.
Göke, et al. (2014) estudaram o efeito da diluição da água e das pressões nas emissões de NOx e
CO numa câmara de combustão (Figura 2.19.) A câmara funciona em condições de pré-mistura e o
combustível estudado foi o gás natural. Impôs-se uma temperatura de oxidante de 400ºC, com uma
razão de caudal mássico de água/ar de 0%H2O, 10%H2O, 20%H2O e 25%H2O, e manteve-se o
caudal fixo. Variou-se a pressão entre 1,5, 4, 7 e 9 bar. A potência foi variada entre 70kW e 900kW,
de forma a obter uma gama de razões de equivalência compreendidas entre 0,5 e 0,95.
Figura 2.19 Câmara de combustão de Göke, et al. (2014)
Verificou-se que as emissões de CO, nas condições experimentais, foram determinadas pelo
equilíbrio químico e as emissões de HC foram nulas em todas as condições. O limite de extinção
28
pobre deslocou-se para razões de equivalência superiores com o aumento do caudal de água e
apresentou uma fraca correlação com a pressão. A quimiluminescência dos radicais OH revela que o
aumento do caudal de água promoveu a diminuição da velocidade da chama. As taxas de reação
diminuíram, o que conduziu a uma zona de reação de maior volume afastada do injetor, o que, por
sua vez, levou à extinção da chama em condições pobres. As emissões de CO aumentaram com a
razão de equivalência e foram inferiores na presença da água. Comparam-se as emissões de CO, em
função da temperatura de exaustão, verificando-se um aumento das mesmas com o aumento da
temperatura. As emissões, segundo esta perspetiva, tiveram um sentido inverso. O aumento da água
demonstrou, para a mesma temperatura de exaustão, maiores emissões de CO, apesar de em
condições pobres o efeito ser menor. As emissões de NOx foram correlacionadas com a temperatura
de exaustão, verificou-se uma diminuição global das emissões de NOx com a introdução da água
para a mesma temperatura de exaustão.
29
3. Instalação experimental e técnicas de medição
Este capítulo subdividiu-se em 3 fases. Em primeira instância descreveu-se a instalação experimental
e os equipamentos auxiliares, retrataram-se os principais componentes e o sistema de alimentação.
De seguida traçaram-se as etapas na operação da instalação. Por fim detalharam-se os
procedimentos de amostragem e os erros experimentais associados.
3.1. Instalação experimental
A Figura 3.1 representa esquematicamente a instalação experimental. Os elementos principais da
instalação são o pleno, a câmara, a chaminé, o sistema de ignição, o sistema de alimentação de
combustível e o sistema de alimentação de oxidante.
Figura 3.1 Esquema da instalação experimental
O pleno atua como interface entre os elementos principais. O oxidante é alimentado diretamente no
pleno, através de duas entradas cilíndricas coaxiais na parte superior. Este é forçado a passar pelas
entradas da câmara de combustão que se encontra acoplada ao suporte. O suporte forma uma
parede entre a chaminé e o pleno. Este tem um rasgo central, de modo a possibilitar a passagem dos
produtos de combustão entre a câmara e a chaminé. O combustível é transportado num tubo flexível
que faz a ligação entre uma das entradas laterais da parte inferior do pleno e o sistema de injeção da
câmara. O fundo do pleno é selado com uma tampa.
30
O pleno apresenta duas janelas centrais concebidas para leituras óticas (LDA), além disso permitem
adaptar suportes para leituras intrusivas de espécies químicas e temperatura no interior da câmara de
combustão. No presente caso, apenas foram realizadas inspeções visuais através de janelas de
quartzo fixas aos tubos. A leitura da temperatura no interior do pleno foi realizada através de uma das
entradas inferiores laterais.
De forma a minimizar as perdas térmicas para o exterior, revestiu-se o pleno de manta térmica de lã
de vidro e fita adesiva de alumínio.
Figura 3.2 Câmara de combustão e suporte (a); Pleno (b)
O sistema de alimentação de combustível permite utilizar gás natural ou outro combustível. O gás
natural é fornecido pela rede interna do IST, com uma pressão de serviço de 21 mbar acima da
pressão atmosférica. Devido às perdas de carga na linha consegue-se um caudal máximo de 4,6l/min
de gás natural, o que corresponde a uma potência máxima de 1,92kW. O gás natural demonstra ser
uma alternativa económica na fase de pré-aquecimento da câmara de combustão. Decidiu-se realizar
o circuito de alimentação em paralelo, de modo a trocar de combustível durante o funcionamento da
instalação. A junção das linhas de gás natural e do combustível é realizada através de uma ligação Y
acoplada de válvulas de corte nas entradas e na saída. A linha de gás natural é constituída por uma
mangueira. A linha de combustível inclui uma mangueira, uma válvula de regulação fina junto à
ligação Y, de forma a ajustar o caudal e, ainda, um redutor de pressão junto à garrafa comprimida. A
linha principal de combustível une a saída da ligação Y à entrada lateral do pleno. Nesta linha de
combustível é medido o caudal volúmico do combustível através de um caudalímetro da marca
OMEGA, modelo FMA – A2317. O caudalímetro (Figura 3.3) encontra-se calibrado para Azoto e
permite leituras de caudais até 50SLM a pressões de 17 bar. Dado que foi utilizado um gás diferente
para o qual foi calibrado, aplicou-se um fator de escala corretivo considerando o metano como
referencia. (Tabela 1)
(a) (b)
31
Figura 3.3 Caudalímetro de combustível
O sistema de alimentação do oxidante é constituído por uma conduta principal (Figura 3.4) onde o ar
é aquecido e diluído com a mistura de azoto e água. A conduta incorpora, junto à extremidade, um
pré-aquecedor da marca Osram Sylvania, modelo SureHeat® MAX Air Heater, com uma potência de
30kW. O pré-aquecedor contém serpentinas de elementos triangulares de aquecimento, constituídas
por fios de resistência Níquel-Cromo. A monitorização da temperatura do ar é realizada por 2
termopares do tipo K junto à entrada e saída, com um tempo de resposta de 2ms. O pré-aquecedor
permite manter a temperatura máxima de 760ºC até um caudal de ar de 1897 L/min à pressão de 4
bar. A montante do pré-aquecedor encontra-se a entrada da mistura de oxigénio e azoto proveniente
do CEM. O caudal da mistura é introduzido perpendicularmente na conduta num tubo soldado. A
conduta é revestida por manta térmica de lã de vidro e fita adesiva de alumino para minimizar as
perdas de calor para o exterior.
Figura 3.4 Conduta de oxidante (a) e painel de controlo do pré-aquecedor (b).
(a) (b)
32
O ar é fornecido pela rede de ar do Laboratório de Combustão. O ar pressurizado da rede provém de
um compressor da marca Copco, modelo GX7ff, com capacidade máxima de 16,1 Nl/s a 10 bar. A
pressão de saída é controlada por um redutor de pressão, junto às tomadas da rede, que permite
atenuar as oscilações de caudal. Na leitura de caudal de ar utilizou-se o rotâmetro da marca KDG,
série 2000 que permite uma gama de leitura compreendida entre 50L/min e 500L/min e pressões
máximas de 2,5 bar. O rotâmetro está calibrado para o ar, sendo apenas necessário ter em
consideração a pressão e a temperatura na correção da leitura. O controlo de caudal é realizado
diretamente no redutor de pressão.
Equipamento Marca-Modelo Gama de Operação Fator de
escala (K)
Erro
Caudalímetro
GN
OMEGA
FMA-A2317
0 – 50 SLM 0,66 +/- 4%
Rotâmetro ar KDG ~
2000
50 – 500 Nl/min ― +/- 2%
Caudalímetro
azoto
EL-FLOW
F-211AV
0,4 – 100 ln/min ― +/- 0.5%
Caudalímetro
água
LIQUI-FLOW
L23V12
20 – 1200 g/h ― +/- 1%
Tabela 1 Rotametros e Caudalimetros
A mistura e aquecimento de azoto e água são realizados num dispositivo denominado CEM, marca
Bronkhorst, modelo W-300A-228-K. O azoto e a água são misturados inicialmente no misturador,
sendo posteriormente aquecidos num aquecedor de resistência elétrica a uma temperatura de saída
imposta, com auxílio de um sensor de temperatura. O CEM apresenta uma potência máxima de 1kW
e uma capacidade máxima de 1200g/h de líquido e 100 ln/min de gás, com uma temperatura máxima
de saída de 200ºC. O controlo do caudal de entrada de azoto e água é realizado através dos
caudalímetros da marca Bronkhorst, modelos EL-Flow® Select e Liquid-Flow
® junto às entradas do
CEM. A gama de caudal especificada para o azoto é de 0,4 a 100 ln/min e para a água é de 20 a 1200
g/h. O controlo da temperatura e dos caudais é realizado digitalmente no computador através do
programa disponibilizado pela empresa. O Azoto é fornecido por uma garrafa pressurizada da marca
AIRLIQUIDE com um grau de pureza de 99,8 %, à pressão de 175 bar e com uma capacidade de
11,2m3. A pressão de saída da garrafa é controlada por um redutor de pressão, sendo que esta
manteve-se a 6 bar. A água provém de um tanque de duas fases pressurizado com azoto a uma
pressão de 6 bar.
33
Figura 3.5 Dispositivo CEM (a) e respetiva configuração dos caudalímetros (b).
O sistema de ignição é constituído por um par de elétrodos, que estão inseridos na câmara de
combustão. Estes são ligados ao transformador por 2 cabos de ignição de alumina revestidos de
argolas cerâmicas. O transformador, da marca Satronic, modelo ZT 930, permite uma voltagem de
14kV, com uma frequência de 20kHz. O transformador incorpora um interruptor para ligar a corrente
elétrica proveniente da rede. (Figura 3.6)
Figura 3.6 Equipamentos utilizados no sistema de ignição
A câmara de combustão (Figura 3.7) apresenta duas entradas de oxidante. Esta tem uma entrada na
zona de bypass e outra na zona de combustão. A entrada de oxidante na zona de combustão pode
(a) (b)
34
bifurcar-se em duas entradas, consoante a configuração pretendida. Esta apresenta uma entrada de
oxidante primário, cujos orifícios estão coaxiais com os injetores de combustível e uma entrada de
oxidante secundário cujos orifícios poderão estar abertos ou não consoante a presença ou ausência
dos pinos. A geometria junto às entradas do oxidante de bypass e oxidante primário podem ser
modificadas através de duas peças acopladas. A câmara tem 4 janelas que permitem visualizar a
chama, apenas utilizou-se uma das janelas laterais nos ensaios. (Figura 3.8)
A câmara (Anexo A) representa um modelo à escala de 1:3 em relação à real, com uma secção de
18° em relação ao total desta. Os orifícios de entrada do oxidante primário e secundário estão
espaçados de um ângulo de 6° em relação ao eixo central. Existem 3 orifícios de oxidante primário
com um diâmetro de 8,3 mm e 3 orifícios de oxidante secundário com um diâmetro de 8 mm, sendo
que ambos se encontram na mesma fase. A injeção de combustível é realizada através de 3 injetores
com um diâmetro de 0,8 mm. Os orifícios de passagem dos elétrodos apresentam um diâmetro de 8
mm e os seus eixos estão distanciados em 9 mm.
Figura 3.7 Esquema da Câmara de combustão
35
Figura 3.8 Perfil da câmara de combustão
A chaminé que é unida ao suporte da câmara no topo do pleno apresenta dois furos: um furo superior
para introduzir sondas de espécies químicas e um furo inferior para medir a temperatura. Entre a
chaminé e o pleno encontra-se uma placa anexada ao suporte junto à saída dos produtos de
combustão. Esta atua como corpo não fuselado, de forma a criar uma zona de recirculação que
permita uniformizar a temperatura e as espécies químicas dos produtos de combustão. A saída da
chaminé é ligada a um tubo de aço inoxidável maleável, que permite levar os produtos de combustão
até à hotte do sistema de exaustão do laboratório.
3.2. Procedimento experimental
As experiências laboratoriais podem ser divididas em 3 fases: uma fase de instalação, uma de pré-
aquecimento e uma de amostragem. A fase de pré-aquecimento pode ser dispensada se forem
realizados testes a frio nas medições de pressão.
Na fase de instalação monta-se a câmara segundo a configuração pretendida. Coloca-se as peças de
geometria variável, as janelas, o par de elétrodos e as tomadas de pressão. Depois de se montar a
câmara, esta é fixa ao suporte em simultâneo com a placa através de parafusos. O conjunto: suporte,
câmara e placa é colocado no topo do pleno de forma a ter a janela da câmara paralela à janela do
pleno. Em seguida, montam-se as conexões interiores do pleno e sela-se o fundo do mesmo,
garantindo simultaneamente que os cabos de ignição e/ou as tomadas de pressão passem pelo
orifício central da tampa. Após colocar o tampo é necessário verificar se o arco elétrico gerado pelos
elétrodos não apresenta curto-circuito com as paredes da câmara. Caso ocorra curto-circuito, é
necessário repetir todo o processo anteriormente descrito. Posteriormente, coloca-se a chaminé no
topo do pleno. A chaminé aparafusa-se em simultâneo com o pleno e o suporte. No topo da chaminé
coloca-se a tubagem de exaustão, de modo a garantir que os produtos de combustão sejam
descarregados sob a hotte e a sonda de espécies químicas. Por fim liga-se o compressor e abre-se a
36
válvula de regulação de pressão do sistema de alimentação do ar; realizam-se testes de fugas de ar
no pleno através de bolhas de sabão com o caudal de ar máximo a ser utilizado nas experiências. A
zona do pleno que necessita de maior atenção nos testes de fugas é a tampa que sela o mesmo.
Realizado o teste de fugas de ar, é necessário verificar se o sistema de alimentação da mistura de
azoto e o sistema de leituras de temperaturas estão operacionais.
Na fase de pré-aquecimento verifica-se, em primeiro lugar, se as válvulas de corte e as válvulas de
regulação de pressão se encontram fechadas. Em seguida, verifica-se se os ventiladores do sistema
de exaustão do laboratório estão operacionais. Posteriormente abre-se a válvula de regulação do ar e
coloca-se o caudal de ar apropriado. Após a abertura do ar, abre-se a válvula de corte do tubo de
água de arrefecimento da sonda de espécies químicas. Em seguida abre-se a válvula de corte de
segurança da rede interna de gás natural do técnico e verifica-se se o caudalímetro digital está ligado.
Seguidamente, abre-se a válvula de corte da linha do gás em simultâneo com o sistema de ignição.
Depois de se obter chama sobe-se o caudal de gás natural à sua potência máxima, regulando
simultaneamente o caudal de ar de forma a prevenir a combustão incompleta. Atingindo a potência
máxima, liga-se o pré-aquecedor do ar e aumenta-se gradualmente a temperatura até à temperatura
pretendida. O período de pré-aquecimento é variável consoante a temperatura de oxidante desejada
no pleno.
Concluída a fase de pré-aquecimento, inicia-se a fase de amostragem. Esta fase começa com a troca
de combustível, caso a temperatura de oxidante requerida no pleno seja atingida. A troca de
combustível realiza-se através da abertura da válvula de regulação de pressão da garrafa de
combustível. Seguidamente, abre-se a válvula de corte da linha de combustível e a válvula de
regulação fina de forma gradual e fecha-se a válvula de corte do gás natural. Posteriormente, fecha-
se a válvula de segurança da rede de gás natural. Após ligar os analisadores e o CEM, a instalação
encontra-se operacional para realizar medidas.
3.3. Técnicas de medição
3.3.1. Temperatura
Utilizaram-se dois termopares de Cromel/Alumel (tipo K) na realização dos testes experimentais: um
na leitura de temperatura dos produtos de combustão e outro no interior do pleno. Ambos
apresentam um revestimento de aço inoxidável de 3 mm.
As temperaturas foram recolhidas num programa (HP VEE-LAB v. 502) instalado no computador. Os
sinais analógicos destas temperaturas foram ampliados e linearizados em condicionadores de sinal
(marca ANALOG DEVICES, modelo 5B47-K-04) e, de seguida, foram convertidos em sinal digital
numa placa de aquisição (marca Data Translation, modelo DT 9802) a uma frequência de 100Hz.
37
A recolha das amostras de temperatura foi realizada em simultâneo com a recolha de amostras de
espécies químicas, sendo o período de aquisição de 60s para ambas.
Incerteza experimental
A incerteza experimental associada às medidas de temperatura é condicionada predominantemente
por: perturbações aerodinâmicas induzidas pela sonda, efeitos catalíticos nos fios do termopar, e
erros associados à transferência de calor por condução e radiação. (Durão,1990)
As perturbações aerodinâmicas subdividem-se em duas categorias: globais e locais. As perturbações
aerodinâmicas globais induzidas pelas sondas interferem no próprio funcionamento da câmara
combustão. Estas têm maior impacto em escoamentos elípticos (zonas de recirculação), onde a
perturbação induzida pela sonda reflete-se a montante e a jusante do escoamento. As perturbações
aerodinâmicas locais dizem respeito à introdução de erros na própria leitura de temperatura. Estas
surgem a partir da conversão de energia cinética em energia térmica na camada limite dos
termopares. A presença deste tipo de erros demonstra ser desprezável para número de Mach
inferiores a 0,1. Dada a posição onde os termopares se encontram, os erros de cariz aerodinâmico
são irrelevantes, não afetando globalmente o processo de combustão e não apresentando um campo
de velocidades que justifique a mudança da própria leitura de temperatura.
Os erros associados a efeitos catalíticos surgem em atmosferas redutoras, onde a superfície do
termopar atua como catalisador em reações exotérmicas entre os radicais, levando a que a
temperatura lida seja superior à real. A presença deste fenómeno é característica em zonas
tipicamente ricas, onde a concentração de hidrocarbonetos não queimados é substancial. Os
termopares são do tipo K, onde este fenómeno não está presente.
Os erros associados à perda de calor por condução ocorrem quando os termopares estão sujeitos a
gradientes de temperatura. Estes ocorrem em função da proximidade entre o glóbulo da junção do
termopar e o suporte dos fios. Dada a localização dos termopares, não existem gradientes de
temperatura no escoamento. Por essa razão, os erros deste tipo são desprezáveis.
Os erros associados à transferência de calor por radiação entre a junção do termopar e o meio
envolvente são geralmente superiores aos erros anteriormente enunciados. Os termopares revestidos
potenciam erros superiores aos não revestidos. Por outro lado, os erros deste tipo dependem
fortemente da diferença entre a temperatura lida e a temperatura evolvente. As temperaturas no pleno
não ultrapassaram os 200 ºC e as temperaturas na exaustão foram inferiores a 400ºC, portanto o erro
associado à transferência de calor por radiação é pouco significativo. Melo (2008) identificou erros de
leitura dos termopares na instalação na ordem de ± 5%.
38
3.3.2. Espécies Químicas
O sistema de recolha e análise dos gases de produtos de combustão (Figura 3.1) é constituído por
uma sonda, a linha de recolha, um condensador, um secador, um filtro, uma bomba de diafragma, um
rotâmetro e os analisadores (Tabela 2).
A sonda (Figura 3.9) é de aço inoxidável, constituída por três tubos concêntricos; apresenta um tubo
central por onde se recolhe as amostras dos gases de exaustão e 2 tubos que permitem arrefecer a
sonda através de água. A linha de recolha é feita de politetrafloretileno, que é quimicamente inerte.
Nesta, os gases são transportados desde a sonda até os analisadores passando previamente pelo
condensador e pelo secador, com vista a eliminar o vapor de água. De seguida atravessam o filtro,
onde são filtradas eventuais partículas que possam surgir no processo de combustão. Nos
amostradores, as concentrações das principais espécies químicas são medidas em base seca e
enviadas para o computador, recorrendo a uma placa de aquisição (marca Data Translation, modelo
DT 9802) que converte os sinais analógicos em digitais, a uma frequência de 100Hz. Estes últimos
foram recolhidos e analisados num programa (HP VEE-LAB v. 5.02) instalado no computador.
Figura 3.9 Representação esquemática da sonda de recolha de gases de exaustão
O tempo de aquisição para os analisadores foi igual ao tempo de medição das temperaturas. O tempo
de aquisição foi escolhido em função da estabilização das concentrações de espécies químicas.
Realizou-se um tempo de aquisição de 60s tanto para as espécies químicas como para as
temperaturas.
39
Marca /Modelo Espécie
química Método de análise Gama(s)
AMLUK
FID E 2020 HC
Detecção por
ionização de chama
0 – 10/100/1000/10000 ppm
0 – 1/10/25/50 %
HORIBA
CMA – 331 A
O2
Paramagnetismo
0 – 5/25% vol.
CO Não dispersivo de
infravermelhos 0 – 1000/5000 ppm
CO2 Não dispersivo de
infravermelhos 0 – 10/50% vol.
HORIBA
VIA – 310 CO
Não dispersivo de
infravermelhos 0 – 2/5/10/25 %
HORIBA
CLA – 510 SS NOx Quimiluminescência
0 –
20/50/100/200/500/1000/2000
ppm
Tabela 2 Características dos analisadores utilizados na análise de composição química dos gases de
combustão.
Os analisadores foram calibrados antes e após cada experiência. A calibração inicia-se ajustando o
set point dos analisadores (O2, CO, HC e NOx) a 0, através de azoto puro. De seguida, ajusta-se
cada analisador com misturas padrão de O2, CO2, HC e NOx em azoto. A Tabela 3 apresenta as
misturas padrão utilizadas durante o trabalho.
Espécie química Concentração
O2 0; 21%
CO2 0; 9%
CO 0; 600 ppm
NOx 0;100 ppm
HC 0; 2000 ppm
Tabela 3 Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores.
Incerteza experimental
A precisão da medição das espécies químicas, recorrendo a métodos intrusivos (como os utilizados
neste trabalho), é condicionada pelos seguintes fatores: (i) perturbações aerodinâmicas introduzidas
pela sonda e erros associados a amostragem não isocinética; (ii) eficiência do congelamento das
reações químicas à entrada da sonda e (iii) dissolução de determinadas espécies gasosas em água.
(Durão et al., 1990)
40
As medições de espécies químicas foram efetuadas na exaustão da instalação (Figura 3.1). Dentro
dos fatores que podem condicionar incerteza experimental destacam-se a eficiência do congelamento
das reações químicas na sonda e a dissolução de espécies gasosas na água condensada.
A sonda utlizada foi de arrefecimento convectivo indireto. O arrefecimento é proporcionado pelo
contacto da amostra com a própria sonda, que deve ser rápido de forma a assegurar o congelamento
eficaz das reações químicas dos gases da amostra. Na situação presente, os gases de exaustão
apresentam uma temperatura de exaustão relativamente baixa, que não excede os 400 ºC. Espera-se
que a maior parte das reações químicas tenham terminado, face à baixa temperatura de exaustão. As
concentrações medidas foram independentes da velocidade de aspiração da amostra e da velocidade
do caudal de água de arrefecimento utilizado. Os erros associados ao congelamento das reações
químicas demonstraram ser insignificantes nas medidas efetuadas no trabalho, pela ausência de
dependência dos parâmetros enunciados.
No sistema de amostragem, a condensação da água da amostra possibilita a dissolução de certas
espécies químicas gasosas, especificamente NO2, que introduz erros da leitura em base seca nos
analisadores. Os erros deste género foram estudados por Costa et al. (1996) num sistema de
amostragem análogo ao utilizado nas experiências e demonstraram ser desprezáveis.
Na câmara de combustão recente verificam-se valores médios globais, com intervalos de confiança
de 95%, na ordem de +/-6,2% nas emissões de HC’s e +/- 3,7% nas emissões CO. As emissões de
NOx não foram possíveis de aferir devido à proximidade do erro dos analisadores. Registaram-se
apenas os valores máximos medidos durante as experiências. O intervalo de confiança foi construído
segundo uma distribuição de gauss com um desvio padrão calculado para cada condição, segundo a
seguinte equação:
(30)
Foram realizadas 6 a 9 medidas para cada condição.
41
4. Apresentação e discussão de resultados
4.1. Princípios de funcionamento da câmara de combustão
A câmara de combustão (Figura 4.1) está prevista a trabalhar numa turbina a gás de um avião de dois
estágios de pressão. A câmara situa-se entre a saída da turbina de alta pressão e a entrada da
turbina de baixa pressão. A câmara de combustão foi concebida de forma a obedecer a condições de
cruzeiro. Nestas circunstâncias, a imposição de temperatura e a pressão à saída da primeira turbina
são de 1200K e 4,89 bar, enquanto a temperatura à entrada da segunda turbina é de 1315K. De
forma a manter um campo de temperaturas médio de 1800K na zona de combustão, o ar é subdivido
por uma conduta em duas zonas com uma razão de caudal de 4,69. A recirculação de produtos de
combustão é gerada internamente através da geometria da câmara de combustão. Os injetores de
combustíveis estão posicionados coaxialmente com as entradas de ar de forma a pré-misturar o
combustível e o oxidante com os produtos de combustão criando as condições necessárias para que
ocorra regime de chama não visível. A entrada do oxidante e do combustível é realizada a jusante, de
forma a tirar maior partido do volume disponível na zona de combustão.
Figura 4.1 Câmara de combustão à escala real
O modelo foi construído à escala 1:3 de forma a manter os mesmos tempos de residência e utilizou-
se uma secção de 18º. A razão de caudal foi diminuída para 3,5, encurtando a secção de entrada do
ar de diluição. Durante os testes não foi possível obter esse valor e apenas validou-se o modelo da
câmara de combustão. Na geometria presente, a razão de caudal entre o ar de diluição e o ar de
combustão é de 2,6.
42
4.2. Condições experimentais
Durante as experiências optou-se por utilizar gás natural (Tabela 5) e a potência estabelecida para
todas as experiências foi de 1,7kW. A temperatura de oxidante foi fixada em 200ºC. Os testes foram
realizados variando o coeficiente de excesso de oxidante (λ) para uma determinada composição.
Estes foram divididos em duas fases. No primeiro grupo de testes (grupo D), o ar foi diluído com água
de forma a verificar o efeito da diminuição de concentração volúmica do oxigénio no oxidante. Nos
testes seguintes (grupo I e grupo E) fixou-se a concentração volúmica de oxigénio e variou-se a
concentração volúmica da água de forma a averiguar o efeito da diluição da água comparativamente
ao azoto. As condições escolhidas e os resultados globais encontram-se na Tabela 4.
Teste λG λL %O2
(vol.)
%H2O
(vol.)
CO*2
(ppm*1
)
HC*2
(ppm*1
)
NOx*3
(ppm*1
)
Ar 4,6 — 7,0 1,3 — 2,0 20,94 0 53 — 335 2 — 496 9
D1 4,6 — 7,0 1,3 — 2,0 20,32 3 57 — 415 3 — 865 7
D2 4,6 — 6,7 1,3 — 1,9 19,69 6 67 — 400 6 — 884 4
D3 4,6 — 6,3 1,3 — 1,8 19,06 9 111 — 494 30 — 1461 4
D4 4,6 — 5,6 1,3 — 1,6 18,43 12 227 — 575 98 — 761 3
I1 4,6 — 6,3 1,3 — 1,8 18 3 114 — 494 14 — 1045 —
I2 4,6 — 6,0 1,3 — 1,7 18 6 179 — 505 47 — 1084 —
I3 4,6 — 5,6 1,3 — 1,6 18 9 257 — 602 105 — 759 —
I4 4,6 — 5,6 1,3 — 1,6 18 12 335 — 641 173 — 1288 —
E1 4,6 — 6,0 1,3 — 1,7 16 3 414 — 998 137 — 417 —
(*1) Frações corrigidas em 15%O2
(*2) Gama de valores médios obtidos durante as experiências laboratoriais
(*3) Valor médio máximo obtido durante as experiências laboratoriais
Tabela 4 Condições experimentais realizadas
4.3. Resultados
Os resultados foram subdivididos em três secções. Numa primeira fase, os resultados de diluição da
água correspondentes ao grupo de resultados D (Tabela 4) foram analisados e comparados com o ar.
Posteriormente analisou-se o efeito da composição de inertes correspondentes ao grupo I. Por fim,
todos os resultados experimentais obtidos foram comparados.
Efeito da diluição da água no oxidante nas emissões de HC’s e CO
As emissões de hidrocarbonetos aumentaram com a diluição do oxidante. A diluição da água no
oxidante tem como consequência a diminuição da temperatura no interior da zona de combustão e a
concentração local do oxigénio. Estes dois fatores levam a taxas de reação menores dos
hidrocarbonetos e do CO.
43
Entre os aspetos importantes a referenciar são os tempos de residência associados à geometria. A
geometria não apresenta uma zona confinada de combustão, onde a injeção de combustível é
realizada no interior de uma zona recirculação. O combustível é injetado de forma coaxial com o ar
numa zona cujas linhas de corrente vão no sentido da exaustão. Tendo em conta que esta é efetuada
junto a uma zona parietal, o decaimento do jacto nestas circunstâncias poderá ser menor. Os tempos
de residência necessários para completarem a combustão na condição de temperatura estudada
foram um fator limitante face à condição de temperatura do projeto.
Verifica-se um ligeiro aumento das emissões de HC’s para condições próximas da estequiometria
(Figura 4.2), parte dos hidrocarbonetos dos produtos de combustão na interface com o ar de bypass
vão sofrer congelamento das reações químicas devido às diferenças de temperaturas.
Nas condições pobres as emissões crescem exponencialmente devido à menor temperatura dos
produtos de combustão recirculados e progridem para os limites de extinção, a situação é agravada
pela água dada a redução de temperatura e a diminuição da concentração volúmica de oxigénio no
oxidante.
Outro fenómeno presente é o fenómeno de quenching na superfície da câmara de combustão, que
tem repercussões nas emissões de HC’s devido ao congelamento das reações na zona parietal.
Verifica-se uma pequena chama de difusão entre a entrada do caudal de ar de diluição e a saída dos
produtos de combustão (Anexo C). A distância de quenching vai depender da temperatura à
superfície, espera-se que seja menor quanto menor for o excesso de oxidante e maior quanto maior
for a diluição do oxidante. Este fenómeno pode contribuir para o aumento das emissões de HC’s.
Observa-se que as emissões de HCs aumentaram substancialmente com a introdução da água para
concentrações volúmicas superiores a 9% (Figura 4.2). Houve uma mudança de comportamento
acentuada da chama para condições de 19,06%O2/9%H2O (Anexo C).
44
Figura 4.2 Efeito da diluição da água nas emissões de HC’s
A chama progrediu para a zona de mistura de ar com o bypass com o aumento da água, as emissões
de HCs sofreram um aumento devido ao congelamento das reações químicas na interface do ar do
bypass e dos produtos de combustão.
As emissões de CO sem diluição demonstram uma mudança de comportamento para um excesso de
oxidante global inferior a 5,3, aumentando no sentido da estequiometria (Figura 4.3).Os fenómenos
de dissociação de CO2 devido a temperaturas elevadas não demonstram ser a causa do aumento das
emissões de CO, o ponto de viragem das emissões encontra-se num excesso de ar local modesto
(λ=1,5). Em princípio a câmara de combustão não é adiabática por estar em contacto com o oxidante,
portanto parte do calor vai ser redistribuído na zona de bypass e a zona de combustão. Nestas
circunstâncias a temperatura no interior da zona de combustão será menor. A oxidação do CO
depende maioritariamente da reação (17), que depende da disponibilidade local de radicais OH e da
temperatura, por sua vez os radicais OH dependem do equilíbrio químico das espécies
O2,H2O,H2,OH,H e H2. Devido à menor concentração local de oxigénio produzida pela recirculação
dos produtos de combustão, o CO não apresenta tempos de residência suficientes para completar a
oxidação devido à menor taxa de formação de OH devido à reação (19) e congelam as suas reações
químicas quando entram em contacto com o ar da entrada do bypass. Deste modo obtemos um
aumento de concentrações de CO para excessos de ar relativamente pobres (Figura 4.3).
1
10
100
1000
10000
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
HC
(ppm
@15%
O2)
λ
Geometria 1; 1,7kW ; 200ºC
Air
20,32%O2/3%H2O
19,69%O2/6%H2O
19,06%O2/9%H2O
18,43%O2/12%H2O
45
Figura 4.3 Efeito da diluição da água nas emissões de CO
Outro fator que promove o aumento das emissões de CO é a diminuição local das taxas de reação
dos hidrocarbonetos. A taxa de reação do CO (17) face às taxas de reação dos fragmentos dos
hidrocarbonetos em relação ao OH é menor. Numa situação de competição pelos radicais OH entre o
CO e HC leva a concentração local do CO a aumentar e as emissões de hidrocarbonetos a diminuir,
ou seja, a taxa de produção de CO é superior à sua taxa de consumo durante o processo de
desidrogenação dos hidrocarbonetos. Um atraso da combustão dos hidrocarbonetos através diluição
de oxigénio reflete-se num atraso da oxidação do CO. Numa situação diluição da fração volúmica de
oxigénio no oxidante, a chama progride até à zona de diluição do ar de bypass (Anexo C). Não
atingindo o equilíbrio químico, as emissões de CO aumentam prematuramente em condições pobres
devido ao congelamento das reações químicas na zona de diluição. As emissões de CO nesta região
agravam-se com a diluição da água em 3%H2O. Em condições de 3%H2O e 6%H2O para λ≤5,6, a
chama consegue ser sustentada na zona de reação e não apresenta um significativo aumento das
emissões de CO para o mesmo excesso de ar. Se por um lado a temperatura e concentração local de
oxigénio diminui com a diluição da água, por outro lado a produção de radicais OH é segundo a
reação (21) é maior, que compensa o efeito negativo das primeiras. O efeito da água é maior a partir
dos 9%H2O onde a chama encontra-se junto à zona de diluição.
Na curva de ar regiões mais pobres (λ≥6,3), as emissões de CO aumentam com o excesso de ar
devido à diminuição da temperatura dos produtos de combustão. Verifica-se uma mudança do mínimo
local das emissões de CO para excessos de ar menores onde a temperatura dos produtos de
combustão é maior.
As emissões de CO (Figura 4.3) no lado pobre conseguem ser menores que as emissões de HC’s
(Figura 4.2). Em condições de ar atmosférico, a chama apresenta-se descolada e sofre de
instabilidades devido a fenómenos locais de extinção e ignição. Durante o processo de combustão, a
presença dos produtos de combustão atua como fonte de ignição e consoante a diluição dos
0
100
200
300
400
500
600
700
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
CO
(ppm
@15%
O2)
λ
Geometria 1; 1,7kW ; 200ºC
Air
20,32%O2/3%H2O
19,69%O2/6%H2O
19,06%O2/9%H2O
18,43%O2/12%H2O
46
reagentes permite iniciar a combustão dos hidrocarbonetos que em condições locais muito pobres
não seriam capazes de sustentar a combustão. Nestas circunstâncias, as reações químicas de parte
dos hidrocarbonetos serão congeladas à saída dos injetores devido à falta de homogeneidade da
mistura, que leva à situação de emissões de HC’s superiores às emissões de CO. A água tem um
papel suavizador nas oscilações ao retardar e a combustão. Por outro lado tem como consequência o
aumento das emissões de hidrocarbonetos devido à maior diluição, que favorece um congelamento
acrescido de HC´s.
Efeito da variação da composição de inertes no oxidante nas emissões de HC’s e CO
Numa situação de concentração volúmica de oxigénio constante verifica-se o mesmo comportamento
das emissões dos hidrocarbonetos na substituição do azoto pela água (Figura 4.4).
Figura 4.4 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de HC’s
O calor específico da água é maior que o do azoto e a diferença entre eles aumenta com a
temperatura. O aumento do calor específico do oxidante é responsável por uma diminuição local da
temperatura, que por sua vez se traduz numa diminuição das taxas de reação e aumento de tempos
de ignição. A água tem também uma natureza química e apresenta uma mudança nos caminhos de
oxidação dos hidrocarbonetos. Verifica-se que a água tem um papel importante nas seguintes
reações químicas em condições pobres (Dagaut & Cong, 2009):
(14)
(21)
(22)
O aumento da concentração da água tem consequência a diminuição local dos radicais de oxigénio e
o aumento da concentração do OH através da reação (21). A água em relação ao azoto apresenta
1
10
100
1000
10000
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
HC
(ppm
@15%
O2)
λ
Geometria 1; 1,7kW; 200ºC
Air
18%O2/3%H2O
18%O2/6%H2O
18%O2/9%H2O
18%O2/12%H2O
47
uma eficiência superior nas reações trimoleculares, a concentração de HO2 aumenta através da
reação (22) e a concentração de H diminui. Por sua vez a reação (14) que é uma reação de
ramificação de cadeia, diminui. A diminuição de concentrações de O e H refletem-se numa diminuição
das taxas de reação dos hidrocarbonetos. Nestas circunstâncias as emissões de hidrocarbonetos
aumentam. As emissões de HC’s (Figura 4.4) e de CO (Figura 4.5) variam com o excesso de ar de
forma similar aos casos anteriores (Figura 4.2 e Figura 4.3).
Figura 4.5 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de CO
Resultados Totais
Durante as experiências observou-se uma diminuição de luminosidade da chama com o aumento da
concentração da água em todas as experiências e com a diminuição do excesso de ar, contudo não
se observou um desaparecimento total da chama em todas as condições.
Ao comparar os resultados totais de emissões de HC’s (Figura 4.6), examina-se que no primeiro
grupo de teste a diluição da água no oxidante em quantidade substancial (9%H2O e 12%H2O) pode
levar a emissões superiores às emissões no segundo grupo, onde a concentração de oxigénio é
inferior (18%O2). Verificou-se a mesma situação para uma concentração de 16% de O2 e 3% de H2O
nas emissões de HC’s. Na mesma condição de O2 ocorre extinção de chama para concentrações de
H2O superiores a 3%.
0
100
200
300
400
500
600
700
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
CO
(ppm
@15%
O2)
λ
Geometria 1; 1,7kW ; 200ºC
Air
18%O2/3%H2O
18%O2/6%H2O
18%O2/9%H2O
18%O2/12%H2O
48
Figura 4.6 Emissões de HC’s
Em excessos de oxidante entre 4,9 e,56, as emissões de CO em ambos os testes manifestam
diferenças mínimas nas condições de 3%,6% de H2O. As diferenças tornam-se mais acentuadas
para concentrações de 12% de H2O. As curvas de CO do primeiro grupo de testes de 9% e 12% à
semelhança das curvas de HC’s chegam a apresentar emissões superiores às emissões no segundo
grupo, onde a concentração de oxigénio é inferior (18%O2). Na condição de 16%O2 e 3%H2O, as
emissões de CO são na generalidade superiores a todos os outros casos devido às temperaturas
reduzidas no interior da zona de combustão e à proximidade do limite de extinção para toda a gama
de excessos de oxidante. (Figura 4.7)
1
10
100
1000
10000
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
HC
(ppm
@15%
O2 c
orr
.)
λ
Geometria 1; 1,7kW; 200ºC
Air
20,32%O2/3%H2O
19,69%O2/6%H2O
19,06%O2/9%H2O
18,43%O2/12%H2O
18%O2/3%H2O
18%O2/6%H2O
18%O2/9%H2O
18%O2/12%H2O
16%O2/3%H2O
49
Figura 4.7 Emissões de CO
As emissões de NOx não foram possíveis de obter para todas as condições e atingiram o erro dos
analisadores para as condições de concentração de oxigénio inferiores a 18% de O2 no oxidante.
Enquanto as emissões de CO e HC’s aumentaram com a diluição, as emissões de NOx diminuíram. A
diluição da água permite diminuir a temperatura de chama e a concentração local dos radicais O
segundo a reação (21), que levam à inibição da reação (2). As emissões em condições não diluídas
são inicialmente baixas, as emissões para o ar são 9ppm (15%O2@corr.). Portanto as taxas de
formação de NO via mecanismo imediato e de óxido nitroso nestas circunstâncias terão a mesma
magnitude, se não maior que o mecanismo térmico. O mecanismo óxido nitroso depende duma
reação trimolecular (11) para desencadear as reações de formação de NO, a água como terceiro
corpo é mais eficiente que o azoto, contudo esta reação depende também da presença do radical O,
que por sua vez na presença da água é reduzido pela reação (19), a reação (12) é inibida. A reação
(13) é também inibida pela diminuição do radical H devido à reação (22). O mecanismo imediato é
também inibido pela diminuição de radicais O através da sequência de reações (29).
0
200
400
600
800
1000
1200
4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5
CO
(ppm
@15%
O2 c
orr
.)
λ
Geometria 1; 1,7kW ; 200ºC
Air
20,32%O2/3%H2O
19,69%O2/6%H2O
19,06%O2/9%H2O
18,43%O2/12%H2O
18%O2/3%H2O
18%O2/6%H2O
18%O2/9%H2O
18%O2/12%H2O
16%O2/3%H2O
50
5. Fecho
5.1. Conclusões
Destacam-se as seguintes conclusões:
Durante as experiências a diluição reduziu a intensidade luminosa da chama e aumentou o
volume da zona de reação, mas não foi possível obter o regime de chama não visível.
Constatou-se que as emissões de HC’s aumentaram com o aumento de excesso de oxidante
e a diminuição da concentração volúmica do O2. Os limites de extinção ocorreram para
menores excessos de oxidante com a diminuição da concentração de O2 no oxidante.
As emissões de CO aumentaram com a diminuição concentração volúmica do O2 e
apresentam um ponto ótimo de emissões que se deslocou em direção à estequiometria. Nos
testes com ar, o mínimo de emissões de CO foi de 53 ppm@15%O2.corr. que correspondeu
um excesso de ar global de 5,3 (λL=1,5).
Nas condições de concentração constante de 18%O2, a variação da concentração de H2O
no oxidante apresenta um comportamento similar aos testes de variação de concentração de
oxigénio nas emissões de HC’s e de CO.
As emissões de CO e HC’s foram comparadas entre os dois subgrupos de testes. A diluição
da água em quantidades elevadas (9% e 12%) no primeiro grupo de testes apresentou
emissões de HC’s e CO superiores ao segundo grupo de testes com concentrações de H2O
de 3% e 6%.
Para uma concentração de 16%O2 no oxidante presencia-se a extinção da chama em todas
as condições com concentração de H2O superior a 3%.
Apesar de o comportamento das emissões de NOx não ter sido possível de obter devido à
proximidade das leituras do erro dos analisadores, verifica-se uma diminuição de NOx com a
diluição da água. A emissão de NOx máxima corresponde à condição de ar com 9
ppm@15%O2.corr.
51
5.2. Sugestões para trabalhos futuros
De forma a caracterizar o funcionamento da presente câmara de combustão seguem-se as seguintes
sugestões:
Estudar o efeito das seis combinações geométricas possíveis para ar atmosférico nas
emissões de poluentes.
Realizar diagramas de estabilidade para diferentes combustíveis (C2H6 e H2) em ar
atmosférico.
Estudar o efeito da diluição com outros diluentes (Ar e CO2) na composição do oxidante.
Realizar medidas intrusivas de espécies químicas e de temperatura no interior da câmara de
combustão e medir a intensidade e a distribuição da quimiluminescência dos radicais OH.
52
6. Referências
Arghode, V. K. e Gupta, A. K., 2010. Development of high intensity CDC combustor for gas turbine
engines. Applied Energy, Volume 88 pp. 963–973.
Castela, M., Veríssimo, A. S., Rocha, A. M. e Costa, M., 2012. Experimental Study of the Combustion
Regimes Occurring in a Laboratory Combustor. Combustion Science and Technology, Volume 184,
pp. 243–258.
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56
Anexos
Anexo A. Geometria da câmara
57
Anexo B. Características do Combustível
As propriedades do gás natural encontram-se na tabela
Molar Mássica Mi PCIi
Formula % % [kg/kmol] [MJ/kg]
CH4 86,5 74,42 16,04 50,01
C2H6 9,4 15,16 30,07 47,52
C3H8 2,6 6,15 44,10 46,36
C4H10 1,1 3,43 58,12 45,35
C5H12 0,1 0,39 72,15 44,97
N2 0,3 0,45 28,01 0
Propriedades
GN
(A/F)st ρGN (*1)
MGN PCIGN
[kgar/ kgcomb.] [kg/m3] [kg/kmol] [MJ/kg]
16,83 0,7722 18,65 49,01
(*1) Densidade em condições STP (20ºC @ 1atm)
Tabela 5 Propriedades do gás natural fornecido pela rede
O gás natural pode ser formulado como uma molécula CxHyOzNk, onde x, y,z e k encontram-se na
tabela:
C H O N
1,18 4,354 0 0,006
x y z k
Tabela 6 Molécula equivalente para o GN
Considerando a fracção volúmica do oxigénio no oxidante como X e a fração volúmica da água como
Z, a correção em base seca para uma fração volúmica equivalente fvO2,eq é dada pelas equações
sequenciais:
58
59
Anexo C. Imagens
λ=5,6 21%O2/0%H2O
λ=5,6 20,3%O2/3%H2O
λ=5,6 19,1%O2/9%H2O
λ=5,6 18%O2/9%H2O
