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Tese apresentada à Divisão de Pós-Graduação do Instituto Tecnológico de Aeronáutica como
parte dos requisitos para obtenção do título de Doutor em Ciência no curso de Pós-Graduação
em Engenharia Aeronáutica e Mecânica na Área de Aerodinâmica, Propulsão e Energia.
Pedro Teixeira Lacava
INVESTIGAÇÃO EXPERIMENTAL DO ENRIQUECIMENTO
DO AR NA INCINERAÇÃO DE RESÍDUOS AQUOSOS
Tese aprovada em sua versão final pelos abaixo assinados.
Prof. Dr. João Andrade de Carvalho Jr.
Orientador
Prof. Dr. Amilcar Porto Pimenta
Co-Orientador
Prof. Dr. Homero Santiago Maciel
Chefe da Divisão de Pós-Graduação
Campo Montenegro
São José dos Campos, SP – Brasil
2000
INVESTIGAÇÃO EXPERIMENTAL DO ENRIQUECIMENTO DO AR NA
INCINERAÇÃO DE RESÍDUOS AQUOSOS
Pedro Teixeira Lacava
Composição da Banca Examinadora:
Prof. Dr. Edson Luiz Zaparoli ......................................... Presidente IEME - ITA
Prof. Dr. João Andrade de Carvalho Júnior ..................... Orientador UNESP - Guaratinguetá
Prof. Dr. Amilcar Porto Pimenta ..................................... Co-Orientador IEAC - ITA
Prof. Dr. Jayr de Amorim Filho ....................................... ITA -IEFF
Prof. Dr. Carlos Alberto Gurgel Veras ............................ UnB
Prof. Dr. Celso Luiz da Silva ........................................... UNESP - Bauru
ITA
i
ÍNDICE
I INTRODUÇÃO ............................................................................................................ 1
I.1 ENRIQUECIMENTO DO OXIDANTE ............................................................. 2
I.2 APLICAÇÃO DE CHAMAS ENRIQUECIDAS E OXI-CHAMAS ................. 4
I.3 OBJETIVOS DO TRABALHO .......................................................................... 9
II EMISSÃO DE POLUENTES ...................................................................................... 12
II.1 EMISSÃO DE NOX ........................................................................................... 12
II.2 EMISSÃO DE CO E CO2 .................................................................................. 20
II.3 EMISSÃO DE HIDROCARBONETOS NÃO QUEIMADOS ......................... 24
II.4 EMISSÃO DE FULIGEM E PARTICULADOS .............................................. 25
III TEMPERATURA E COMPOSIÇÃO DOS GASES .................................................. 28
III.1 TEMPERATURA DE CHAMA ADIABÁTICA ............................................. 29
III.2 COMPOSIÇÃO DOS GASES DE COMBUSTÃO ......................................... 32
III.2.1 Emissão de NOx ................................................................................. 32
III.2.2 Relação CO – CO2 e Dissociação ...................................................... 35
IV ANÁLISE TERMOQUÍMICA DO PROCESSO DE ENRIQUECIMENTO ............. 39
IV.1 BALANÇO DE MASSA .................................................................................. 41
IV.2 BALANÇO DE ENERGIA .............................................................................. 42
IV.3 SIMULAÇÃO .................................................................................................. 45
IV.3.1 Eficiência da Câmara Constante ........................................................ 46
IV.3.2 Influência da Eficiência da Câmara ................................................... 49
ii
V EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ................................ 51
V.1 CÂMARA DE COMBUSTÃO ......................................................................... 51
V.2 MEDIDAS DE TEMPERATURA NA CÂMARA ........................................... 56
V.3 FLUIDOS DE OPERAÇÃO .............................................................................. 57
V.3.1 Linhas de Alimentação ........................................................................ 57
V.3.2 Medidas de Vazão ............................................................................... 62
V.3.3 Combustíveis ....................................................................................... 72
V.4 ANÁLISE DE GASES ...................................................................................... 73
V.5 SISTEMA DE AQUISIÇÃO DE DADOS ........................................................ 79
V.6 ANCORADOR DE CHAMA TIPO SWIRLER ............................................... 81
V.7 INJETORES DE GLP ........................................................................................ 86
V.8 ATOMIZADORES DE LÍQUIDO .................................................................... 88
V.8.1 Atomizador Tipo Y ............................................................................. 88
V.8.2 Cálculo dos Atomizadores .................................................................. 91
V.8.3 Tamanho Médio das Gotas ................................................................. 97
V.9 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ............................................................ 105
V.10 CÁLCULO DOS PARÂMETROS DE OPERAÇÃO ....................................... 107
V.10.1 Número de Reynolds do Escoamento Gasoso .................................... 107
V.10.2 Tempo de Residência Médio .............................................................. 108
V.11 CONTROLE DA EMISSÃO DE NOX PELA INJEÇÃO DE AMÔNIA ........ 109
V.12 ANÁLISE TOMOGRÁFICA DE CHAMA ..................................................... 113
V.12.1 Sistema Ótico ...................................................................................... 114
V.12.2 Algoritmo de Reconstrução Tomográfica ........................................... 115
iii
VI RESULTADOS E DISCUSSÕES .............................................................................. 120
VI.1 OBSERVAÇÕES GERAIS ............................................................................... 121
VI.2 ENSAIOS COM DIESEL ................................................................................. 126
VI.2.1 Sem Injeção de Resíduo e Enriquecimento ........................................ 126
VI.2.1.1 Variação do Número de “Swirl” ....................................... 126
VI.2.1.2 Variação da Razão de Atomização ................................... 135
VI.2.2 Condição Padrão de Operação ............................................................ 139
VI.2.3 Ensaios Com Chamas Enriquecidas ................................................... 143
VI.2.3.1 Taxa de Incineração .......................................................... 143
VI.2.3.2 Distribuição de Temperatura ............................................ 147
VI.2.3.3 Emissões de Gases ............................................................ 152
VI.2.3.4 Balanço de Energia ........................................................... 169
VI.2.3.5 Número de “Swirl” ........................................................... 179
VI.2.4 Controle da Emissão de NOx Pelo Número de “Swirl” ...................... 180
VI.2.5 Controle da Emissão de NOx Pelas Condições de Atomização .......... 183
VI.2.6 Combustão Estagiada .......................................................................... 187
VI.2.6.1 Combustível Estagiado ..................................................... 188
VI.2.6.2 Oxidante Estagiado ........................................................... 195
VI.2.7 Atomização Com Oxigênio ................................................................ 199
VI.2.8 Posição do Injetor de Combustível ..................................................... 202
VI.3 ENSAIOS COM GLP
VI.3.1 Taxa de Incineração ............................................................................ 205
VI.3.2 Distribuição de Temperatura .............................................................. 208
VI.3.3 Emissão de Gases ............................................................................... 214
iv
VI.3.4 Balanço de Energia ............................................................................. 218
VI.3.5 Controle da Emissão de NOx Pelo Número de “Swirl”....................... 223
VI.3.6 Controle da Emissão de NOx Pela Injeção de Amônia ....................... 225
VII ANÁLISE TOMOGRÁFICA EM CHAMAS ENRIQUECIDAS NÃO
CONFINADAS .............................................................................................................
229
VIII CONCLUSÕES E SUGESTÕES .............................................................................. 253
BIBLIOGRAFIA ................................................................................................................. 269
APÊNDICE A ...................................................................................................................... 282
SIMULAÇÃO DE REATOR HOMOGÊNEO ............................................................ 282
A.1 REATOR HOMOGÊNEO .................................................................................. 283
A.2 SIMULAÇÃO ..................................................................................................... 288
v
LISTA DE FIGURAS
Figura II.1: Química das espécies envolvidas no mecanismo “prompt” (Glarborg,
1993) ........................................................................................................................
17
Figura III.1: Comportamento da temperatura de chama adiabática em função da
porcentagem de O2 no oxidante, para b = 1,00, 1,15 e 1,33 ....................................
30
Figura III.2: Redução da massa de N2 presente nos produtos de combustão em função
da % O2 no oxidante e normalizada pela massa de combustível, para b = 1,00,
1,15 e 1,33 ................................................................................................................
31
Figura III.3: Emissão de NO normalizada de pela massa de combustível em função da
porcentagem O2 no oxidante, para b = 1,00, 1,15 e 1,50 .........................................
33
Figura III.4: Emissão normalizada de NO em função do excesso de oxidante para 21%,
50% e 70% de O2 ......................................................................................................
34
Figura III.5: Emissão normalizada de CO em função da porcentagem O2 no oxidante,
para b = 1,00, 1,15 e 1,50 .........................................................................................
36
Figura III.6: Emissão normalizada de CO2 em função da porcentagem O2 no oxidante,
para b = 1,00, 1,15 e 1,50 .........................................................................................
36
Figura III.7: Comportamento da emissão normalizada do CO e CO2 durante o
resfriamento dos gases provenientes da combustão do C12H26 com ar enriquecido
a 50% de O2 e b = 1,15 ............................................................................................
37
Figura IV.1: Representação do volume de controle (VC) adotado para análise
termoquímica ...........................................................................................................
40
vi
Figura IV.2: Comportamento da taxa de incineração em função da porcentagem de O2
no oxidante para diversos valores de excesso de oxidante normalizado (b) e
considerando que a eficiência da câmara é 80% ......................................................
46
Figura IV.3: Vazões na câmara em função da porcentagem de O2 no oxidante e do seu
excesso (b), para a vazão de combustível de 3,11 g/s e eficiência de 80% para
câmara ......................................................................................................................
48
Figura IV.4: Comportamento da taxa de incineração em função da porcentagem de O2
no oxidante para diversos valores de eficiência de câmara e excesso de 15% ........
49
Figura V.1: Fotografia da câmara de combustão .............................................................. 52
Figura V.2: Detalhes e dimensões dos módulos da câmara de combustão (dimensões
em cm) ......................................................................................................................
53
Figura V.3: Diagrama esquemático das linhas de alimentação do combustível (diesel),
ar de atomização do combustível, oxigênio de atomização do combustível, ar de
combustão e oxigênio de combustão .......................................................................
59
Figura V.4: Diagrama esquemático das linhas de alimentação do resíduo (água), ar de
atomização do resíduo, oxigênio de atomização do resíduo, amônia e queimador
piloto ........................................................................................................................
60
Figura V.5: Diagrama esquemático das linhas de alimentação do GLP (combustível
auxiliar) e do sistema de refrigeração com água das sondas de captação dos gases.
62
Figura V.6: Painel de controle de operação da câmara .................................................... 63
Figura V.7: Curva de calibração do rotâmetro de diesel .................................................. 65
Figura V.8: A montagem usada na calibração do medidor turbina .................................. 66
Figura V.9: Comparação entre as vazões mássicas de ar obtidas pelo medidor turbina e
pela placa de orifício .............................................................................................
67
vii
Figura V.10: Comparação das vazões mássicas de ar obtidas pelo medidor turbina e
corrigidas aplicando-se a equação (V.2), com as obtidas pela placa de orifício ......
68
Figura V.11: Comparação entre as vazões mássicas de oxigênio obtidas pelo rotâmetro
e pela placa de orifício .............................................................................................
70
Figura V.12: Esquema e fotografia das sondas utilizadas para captação dos gases de
combustão ................................................................................................................
74
Figura V.13: Esquema da linha de amostragem de gases ................................................ 76
Figura V.14: Comparação entre a leitura do analisador e a porcentagem de O2 nos
gases .........................................................................................................................
78
Figura V.15: Esquema do sistema de aquisição de dados ................................................ 80
Figura V.16: Fotografia da sala de instrumentação .......................................................... 80
Figura V.17: Esquema do distribuidor de ar de combustão com um sistema retentor de
chama do tipo vortical/axial com o ângulo entre as pás variável, desenvolvido no
trabalho realizado por Muniz (1993) .......................................................................
82
Figura V.18: Fotografia do ancorador tipo “swirler” com ângulo entre as pás variável .. 83
Figura V.19: Esquema genérico de um “swirler” axial .................................................... 83
Figura V.20: Esquema do queimador piloto (dimensões em mm) ................................... 86
Figura V.21: Esquema do queimador de GLP (dimensões em mm) ................................ 87
Figura V.22: Fotografia de uma chama de GLP com ar não confinada ........................... 87
Figura V.23: Esquema de um injetor tipo “Y-Jet” e suas principais dimensões .............. 89
Figura V.24: Esquema dos injetores construídos com atomizador acoplado na
extremidade (dimensões em mm) ............................................................................
96
Figura V.25: Fotografia do spray de diesel atravessando o feixe de laser de 18mm de
diâmetro do sistema Mastersizer X ..........................................................................
98
viii
Figura V.26: Representação da bancada montada para o sistema laser no Laboratório
Prof. Feng da Divisão de Engenharia Aeronáutica do ITA .....................................
99
Figura V.27: Variação do SMD em função da razão de atomização para as vazões de
3,11 e 2,50g/s de diesel ............................................................................................
101
Figura V.28: Variação do SMD em função da vazão de resíduo .................................... 104
Figura V.29: Exemplo de curvas de temperatura ao longo da câmara em função do
tempo de teste, utilizadas para acompanhar os procedimentos durante os ensaios
(mf = 3,11 g/s (diesel), 25% de O2, 15% de excesso de oxidante e mres = 12,25
g/s) ............................................................................................................................
106
Figura V.30: Mecanismo de formação e redução do NO através da amônia ................... 113
Figura V.31: Esquema da montagem experimental para visualização da chama ............. 115
Figura V.32: Reconstituição axissimétrica da chama ....................................................... 116
Figura V.33: Reconstrução tomográfica ........................................................................... 116
Figura V.34: Ilustração da técnica de reconstrução tomográfica ..................................... 117
Figura V.35: Exemplo de recontrução de imagem utilizando o algoritmo de Souza
(1998) .......................................................................................................................
119
Figura VI.1: Relação do ângulo entre as pás do “swirler” com número de “swirl", para
as condições: mf = 2,5g/s, mar/atm/f = 0,40g/s e mar/comb = 47,7g/s ...........................
127
Figura VI.2: Comportamento da emissão de NOx em função do número de “swirl”: (a)
amostragem dos gases feita a 994 litros e (b) amostragem dos gases feita a 227
litros .........................................................................................................................
128
Figura VI.3: Fotografias da chama a 18cm do queimador para diferentes valores
de S’ .........................................................................................................................
130
ix
Figura VI.4: Comportamento da temperatura medida pelo termopar posicionado a
18cm do queimador, com a variação do número de “swirl” ....................................
130
Figura VI.5: Comportamento da porcentagem de CO com S’. Amostragem dos gases
de combustão feita para o volume da câmara de 227 litros (1,225m do
queimador) ..............................................................................................................
131
Figura VI.6: Comportamento das temperaturas medidas pelos termopares 1 e 2,
posicionados a 18 e 70cm a jusante do queimador, em função da razão de
atomização ...............................................................................................................
136
Figura VI.7: Comportamento da emissão de NOx (saída da câmara) em função da razão
de atomização, para as condições dos ensaios de 8 a 13 da Tabela VI.1 .................
137
Figura VI.8: Comportamento da emissão de CO (volume de 227 litros) em função
da razão de atomização, para as condições dos ensaios de 8 a 13 da
Tabela 6.1 ................................................................................................................
139
Figura VI.9: Distribuição de temperatura ao longo da câmara para condição padrão de
operação utilizando diesel como combustível, com e sem injeção de resíduo
(perfil de medidas na linha de centro) ......................................................................
142
Figura VI.10: Comportamento da taxa de incineração com a porcentagem de oxigênio
no oxidante, para b = 14,65% ± 1,04 e T8 ≅ 750 oC ................................................
144
Figura VI.11: Vazões de resíduo, ar, oxigênio e total, em função da %O2 no oxidante ... 145
Figura VI.12: Aumento da vazão de resíduo em função da vazão de oxigênio puro
injetado na câmara ...................................................................................................
146
Figura VI.13: Distribuição de temperatura ao longo da câmara para as diversas
condições de enriquecimento (perfil de medidas na linha de centro) ......................
148
x
Figura VI.14: Comparação entre duas condições de enriquecimento, baixo nível
(24,98% de O2) e alto nível (92,32% de O2) (perfil de medidas na linha de
centro) ......................................................................................................................
151
Figura VI.15: Ilustrações da chama e injeção de resíduo para as condições de baixo e
alto nível de enriquecimento ....................................................................................
152
Figura VI.16: Porcentagem volumétrica de O2 nos gases de combustão em função da
porcentagem de O2 no oxidante, para medidas realizadas a 227 e 994 litros ..........
153
Figura VI.17: Porcentagem volumétrica de CO nos gases de combustão em função da
porcentagem de O2 no oxidante, para medidas realizadas a 227 e 994 litros ..........
154
Figura VI.18: Porcentagem volumétrica de CO2 nos gases de combustão na saída da
câmara em função da porcentagem de O2 no oxidante. Valores medidos ou
calculados .................................................................................................................
158
Figura VI.19: Emissões mássicas de O2, CO2 e H2O, sendo que para H2O foi
considerado apenas o que se forma nas reações de combustão ...............................
160
Figura VI.20: Massa de CO2 / massa de resíduo em função da porcentagem de
oxigênio no oxidante ................................................................................................
161
Figura VI.21: Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, medidas
realizadas na saída da câmara (997 litros) ...............................................................
162
Figura VI.22: Razão mg de NO2/g de combustível, em função da porcentagem de O2
no oxidante, considerando que todo NO formado é convertido para NO2 na
atmosfera ..................................................................................................................
163
Figura VI.23: Temperaturas obtidas pelo termopar 2, em função do enriquecimento do
oxidante ....................................................................................................................
164
xi
Figura VI.24: Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, medidas
realizadas a 227 litros ...............................................................................................
168
Figura VI.25: Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo em função da
porcentagem de O2 no oxidante ...............................................................................
169
Figura VI.26: Resultado do balanço de energia da câmara .............................................. 170
Figura VI.27: Número de Reynolds na câmara em função da % de O2 no oxidante ....... 172
Figura VI.28: Tempo de residência dos gases de combustão no interior da câmara em
função da porcentagem de O2 no oxidante ...............................................................
178
Figura VI.29: Comportamento do número de “swirl” em função da porcentagem de O2
no oxidante (α = 40o) ...............................................................................................
179
Figura VI.30: Variação da razão mg NO2/ g de resíduo em função do número de
“swirl”, para o enriquecimento de 50,56 % O2 e excesso de oxidante de 15,20%,
queimando diesel ......................................................................................................
180
Figura VI.31: Distribuição de temperatura em função do volume da câmara, para
diversos valores de S’ e 50,56% de O2 no oxidante .................................................
182
Figura VI.32: Fotografias da chama a 18cm da queimador para diferentes S’ e 50,56%
de O2 no oxidante (perfil de medidas na linha de centro) ........................................
182
Figura VI.33: Emissão de NOx na saída da câmara (994 litros) em função da razão de
atomização (mar/atm/f /mf) ..........................................................................................
184
Figura VI.34: Emissão de CO na saída da câmara (994 litros) em função da razão de
atomização (mar/atm/f /mf) ..........................................................................................
185
Figura VI.35: Temperaturas medidas pelos termopares 1, 2 e 3, posicionados a 18, 70 e
1,05m a jusante do queimador, respectivamente, em função da razão de
atomização ...............................................................................................................
186
xii
Figura VI.36: Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo, em função da razão
de atomização, para o enriquecimento de 50,94% de O2 ........................................
187
Figura VI.37: Esquema da combustão com combustível estagiado ................................. 189
Figura VI.38: Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo na saída da câmara,
em função da razão de estagiamento do combustível (mGLP/mdiesel), para o
excesso global de oxidante próximo a 31% .............................................................
190
Figura VI.39: Distribuição de temperatura para combustão com o combustível
estagiado (perfil de medidas na linha de centro) ......................................................
191
Figura VI.40: Emissão de NOx medida (saída da câmara) e calculada para equilíbrio
químico (usando T2) e temperatura obtida pelo termopar 2, em função da razão
de equivalência .........................................................................................................
192
Figura VI.41: Relação entre as razões de equivalência do primeiro e segundo
estágios .....................................................................................................................
193
Figura VI.42: Condições de estagiamento do oxidante .................................................... 195
Figura VI.43: Emissão de NOx, em mg de NO2/g de resíduo, para as condições de
estagiamento do oxidante .........................................................................................
197
Figura VI.44: Emissão de NOx em ppm, para as condições de estagiamento do
oxidante ....................................................................................................................
197
Figura VI.45: Distribuição de temperatura ao longo da câmara para as condições de
estagiamento do oxidante e para o oxigênio injetado no fluxo de ar (perfil de
medidas na linha de centro) .....................................................................................
198
Figura VI.46: Distribuição de temperatura para situações de atomização com ar e com
oxigênio ....................................................................................................................
201
Figura VI.47: Situações de posição do atomizador em relação ao spray de resíduo ........ 203
xiii
Figura VI.48: Distribuição de temperatura para as situações 1 e 2 da figura VI.47
(perfil de medidas na linha de centro) ......................................................................
203
Figura VI.49: Comportamento da taxa de incineração com a porcentagem de oxigênio
no oxidante, para b = 15,17 ± 0,60 e T8 ≅ 750oC, utilizando GLP como
combustível ..............................................................................................................
205
Figura VI.50: Vazões de resíduo, ar, oxigênio e total, em função da porcentagem de O2
no oxidante, utilizando GLP como combustível ......................................................
206
Figura VI.51: Aumento da vazão de resíduo em função da vazão de oxigênio puro
injetado na câmara, utilizando GLP como combustível ..........................................
207
Figura VI.52: Distribuição de temperatura ao longo da câmara para diversas condições
de enriquecimento, queimando GLP (perfil de medidas na linha de centro) ...........
209
Figura VI.53: Comportamento das temperaturas obtidas pelos quatro primeiros
termopares, em função da porcentagem de oxigênio no oxidante, queimando
GLP ..........................................................................................................................
210
Figura VI.54: Comportamento do número de “swirl” em função da porcentagem de O2
no oxidante, para combustão com GLP ...................................................................
212
Figura VI.55: Fotografias da chama a 18cm do queimador, para diferentes condições
de enriquecimento e queimando GLP ......................................................................
212
Figura VI.56: Comportamento da razão do fluxo de momento Mr para combustão
enriquecida de diesel e GLP, com potência de 133,55kW .......................................
213
Figura VI.57: Porcentagem volumétrica de CO2 nos gases de combustão na saída da
câmara em função da porcentagem de O2 no oxidante. Valores medidos e
calculados para GLP ................................................................................................
215
xiv
Figura VI.58: Massa de CO2/massa de resíduo em função da porcentagem de oxigênio
no oxidante, para combustão com GLP ................................................................
215
Figura VI.59: Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, para
combustão com GLP, realizadas na saída da câmara ...............................................
216
Figura VI.60: Comportamento da razão NO2/g de resíduo, em função da porcentagem
de O2 no oxidante, para combustão com GLP .........................................................
218
Figura VI.61: Resultado do balanço de energia da câmara, para combustão com GLP .. 219
Figura VI.62: Comparação entre o número de Reynolds obtidos para GLP e diesel ....... 220
Figura VI.63: Tempo de residência dos gases de combustão no interior da câmara, em
função da porcentagem de O2 no oxidante, para combustão com GLP ...................
222
Figura VI.64: Emissão de NOx e ângulo entre as pás do “swirler” (alfa) em função de
S’, para as condições 48 a 55 da Tabela VI.1 ..........................................................
224
FiguraVI.65: Variação da razão mg de NO2/g de resíduo em função do número de
“swirl”, para o enriquecimento de 31% de O2 e excesso de oxidante de 15%,
queimando GLP .......................................................................................................
225
Figura VI.66: Emissão de NOx em função da vazão de NH3 adicionado à linha de ar
oxidante ....................................................................................................................
227
Figura VI.67: Emissão de NOx em função da vazão de NH3 injetado a 1,305m a
jusante do queimador ...............................................................................................
228
Figura VII.1: Intensidade de emissão (I) nos comprimentos de onda do C2, CH e OH
em função de 1/razão de equivalência (De Soete e Feugier, 1976)..........................
230
Figura VII.2: Região da chama analisada pelo processo de tomografia e representação
das faixas estudadas graficamente ...........................................................................
234
Figura VII.3: Análise da imagem do C2 para o diesel com 21% de O2 e b = 15,90 ......... 236
xv
Figura VII.4: Análise da imagem do CH para o diesel com 21% de O2 e b = 15,90 ....... 236
Figura VII.5: Análise da imagem do C2 para o diesel com 30,05% de O2 e b = 15,14 .... 237
Figura VII.6: Análise da imagem do CH para o diesel com 30,05% de O2 e b = 15,14 .. 237
Figura VII.7: Análise da imagem do C2 para o diesel com 51,39% de O2 e b = 14,72 .... 238
Figura VII.8: Análise da imagem do CH para o diesel com 51,39% de O2 e b = 14,72 .. 238
Figura VII.9: Análise da imagem do C2 para o diesel com 72,63% de O2 e b = 15,95 .... 239
Figura VII.10: Análise da imagem do CH para o diesel com 72,63% de O2 e b = 15,95.. 239
Figura VII.11: Análise da imagem do C2 para o GLP com 21% de O2 e b = 15,61 ......... 243
Figura VII.12: Análise da imagem do CH para o GLP com 21% de O2 e b = 30,92 ........ 243
Figura VII.13: Análise da imagem do C2 para o GLP com 30,98% de O2 e b = 14,00 .... 244
Figura VII.14: Análise da imagem do CH para o GLP com 30,98% de O2 e b = 14,00 ... 244
Figura VII.15: Análise da imagem do C2 para o GLP com 54,52% de O2 e b = 15,80 .... 245
Figura VII.16: Análise da imagem do CH para o GLP com 54,52% de O2 e b = 15,80 ... 245
Figura VII.17: Análise da imagem do C2 para o GLP com 81,30% de O2 e b = 15,60 .... 246
Figura VII.18: Análise da imagem do CH para o GLP com 81,30% de O2 e b = 15,60 ... 246
Figura VII.19: Resultados de Chou e Patterson (1995) para relação entre razão de
equivalência (φ) e a razão de intensidade (IC2/ICH) para o propano e o indoleno ....
249
Figura VII.20: Comportamento da razão de intensidade IC2/ICH em função da posição
(X entre 40 a 60 e Y = 210) para as imagens das chamas de diesel apresentadas
na Tabela VII.2 ........................................................................................................
251
Figura VII.21: Comportamento da razão de intensidade IC2/ICH em função da posição
(X entre 40 a 60 e Y = 210) para as imagens das chamas de GLP apresentadas na
Tabela VII.3 .............................................................................................................
252
Figura A.1: Representação esquemática de um reator bem misturado ............................ iii
xvi
Figura A.2: Esquema da divisão de câmara de combustão em uma sequência de
reatores homogêneos para simulação de cinética química .......................................
vi
Figura A.3: Resultados da simulação e de medidas experimentais para emissão de NOx
em base seca, na saída da câmara e em função da porcentagem de O2 no
oxidante ....................................................................................................................
vii
Figura A.4: Temperatura e tempo de residência no reator 1 em função da porcentagem
de O2, no oxidante, calculados pelo modelo de reator homogêneo .........................
ix
xvii
LISTA DE TABELAS
Tabela IV.1: Valores de Cp segundo Perry e Chilton (1973), utilizados na integração
da equação (IV.15) ...................................................................................................
45
Tabela V.1: Posição dos termopares em relação à extremidade inferior da câmara ........ 56
Tabela V.2: Descrição dos fluidos utilizados no experimento ......................................... 57
Tabela V.3: Comparação entre a análise de gases na saída da câmara com o balanço de
massa para avaliar a placa de orifício utilizada na medida da vazão de GLP...........
71
Tabela V.4: Características do diesel ............................................................................... 72
Tabela V.5: Composição do GLP (apresentada em Ferreira, 1997) ................................. 73
Tabela V.6: Poder calorífico do GLP (Instituto Brasileiro do Petróleo, 1989) ................ 74
Tabela V.7: Características principais dos analisadores de gases .................................... 77
Tabela V.8: Recomendações para projeto das dimensões de atomizadores tipo “Y-Jet”,
segundo Mullinger e Chigier (1974) ........................................................................
90
Tabela V.9: Parâmetros geométricos dos atomizadores ................................................... 96
Tabela V.10: Valores de SMD para a vazão de 3,11 g/s de diesel ................................... 102
Tabela V.11: Valores de SMD para a vazão de 2,5 g/s de diesel ..................................... 102
Tabela V.12: Condições dos sprays de resíduo ................................................................ 104
Tabela V.13: Volumes de controle para o cálculo do tempo de residência médio .......... 109
Tabela VI.1: Condições dos ensaios ................................................................................. 123
Tabela VI.2: Parâmetros da condição padrão de operação para diesel ............................ 140
xviii
Tabela VI.3: Emissão de gases na saída da câmara para a condição padrão de operação
com e sem injeção de resíduo ..................................................................................
141
Tabela VI.4: Ensaios com combustível estagiado ............................................................ 189
Tabela VI.5: Relações entre o primeiro e segundo estágios de combustão ...................... 193
Tabela VI.5: Comparação entre atomização com ar e com oxigênio ............................... 200
Tabela VI.6: Exemplo baseado em balanço de massa, para ilustrar a redução da vazão
do nitrogênio, devido ao enriquecimento, tanto para GLP como para diesel ..........
208
Tabela VI.7: Emissão de gases na saída da câmara, para combustão de GLP com
diversos níveis de enriquecimento ...........................................................................
214
Tabela VII.1: Configuração do sistema ótico ................................................................... 232
Tabela VII.2: Condições para os ensaios com diesel e imagens reconstruídas ................ 235
Tabela VII.3: Condições para os ensaios com GLP e imagens reconstruídas .................. 242
Tabela A.1: Volume adotado para os reatores homogêneos ............................................. vi
xix
NOMENCLATURA
Caracteres Latinos
a Número de moles de oxigênio não provenientes do ar
T.R.a γ= Velocidade do som (Cap. V, atomizador Y) [m/s]
Aef Área efetiva do escoamento no “swirler” [mm2]
As Área da coroa circular do “swirler” [mm2]
A3a Área anular entre o “swirler” e a parede do tubo [mm2]
b Excesso de oxidante genérico normalizado
bg Excesso de oxidante normalizado global (combustão estagiada)
b1 Excesso de oxidante normalizado no primeiro estágio (combustão estagiada)
c Número de moles do resíduo
Cd Coeficiente de descarga [adimensional]
Ci Fator de correção de pressão para o composto i do gás para o cálculo da
emissividade [adimensional]
Cp Calor específico a pressão constante [cal/mol.K]
CB Coeficiente de bloqueio [adimensional]
d Diâmetro instantâneo das gotas do spray [µm]
da Diâmetro da saída do ar (atomizador tipo Y) [mm]
df Diâmetro da saída do combustível (atomizador tipo Y) [mm]
dm Diâmetro da câmara de mistura (atomizador tipo Y) [mm]
d0 Diâmetro inicial das gotas do spray [µm]
xx
D Diâmetro da câmara de combustão [m]
E Energia [kJ]
Gx’ Componente axial do fluxo da quantidade de movimento linear [kg.m/s2]
Gφ Componente axial do fluxo da quantidade de movimento angular [kg.m/s2]
hofi Entalpia de formação do composto i [kJ/kg]
hofj Entalpia de formação do composto j [kJ/kg]
hL Calor latente de vaporização [kJ/kg]
HP Entalpia dos produtos [kJ/kg]
HR Entalpia dos reagentes [kJ/kg]
ICH Intensidade luminosa no comprimento de onda correspondente a emissão
quimiluminescente do radical CH [escala de cinza]
IC2 Intensidade luminosa no comprimento de onda correspondente a emissão
quimiluminescente do radical C2 [escala de cinza]
lb Comprimento característico do gás ou da chama [m]
L Comprimento da câmara de pré-mistura (atomizador tipo Y) [mm]
La Comprimento do canal de alimentação do ar (atomizador tipo Y) [mm]
Lf Comprimento do canal de alimentação do combustível (atomizador tipo Y)
[mm]
Lm Comprimento total da câmara de mistura (atomizador tipo Y) [mm]
m Massa [g]
mar Vazão mássica total de ar (combustão + atomização) [g/s]
mar/atm/f Vazão mássica do ar de atomização do combustível [g/s]
mar/atm/res Vazão mássica do ar de atomização do resíduo [g/s]
mar/comb Vazão mássica do ar de combustão [g/s]
xxi
mCO2 Vazão mássica de CO2 lançado para atmosfera [g/s]
mdiesel Vazão mássica de diesel [g/s]
mf Vazão mássica de combustível [g/s]
mGLP Vazão mássica de GLP [g/s]
mNH3 Vazão mássica de amônia (NH3) [g/s]
mox/atm/f Vazão mássica do oxigênio de atomização do combustível [g/s]
mox/atm/res Vazão mássica do oxigênio de atomização do resíduo [g/s]
mox/comb Vazão mássica do oxigênio de combustão [g/s]
mO2 Vazão mássica total de oxigênio (combustão + atomização) [g/s]
mp Fluxo mássico do escoamento primário interno do “swirler” [g/s]
mres Vazão mássica de resíduo [g/s]
ms Fluxo mássico do escoamento secundário externo do “swirler” [g/s]
mt Vazão mássica total do fluxo de gases através da câmara de combustão [g/s]
M Massa molecular [g/mol]
a
VMach f/atm/ar= Número de Mach do fluido de atomização [adimensional]
MMD Diâmetro mediano de massa [µm]
Mr Razão entre as componentes axiais dos fluxos da quantidade de movimento
linear dos escoamentos primário interno e secundário externo [adimensional]
ni Número de moles do composto i
nj Número de moles do composto j
p’ Pressão parcial de um composto no gás de combustão [Pa]
pi Pixels de uma linha da imagem integrada obtida pela câmera CCD
P Pressão [Pa]
PCI Poder calorífico inferior do combustível [kJ/kg]
xxii
Pif Pressão de injeção do combustível [Pa]
P0 Pressão de estagnação [Pa]
Qparede Calor transferido à parede da câmara [kcal/kg de combustível]
f
f/atm/aratm m
mr =
Razão de atomização [adimensional]
ri Pixels de uma linha da imagem reconstruída pelo algoritmo de tomografia
R Constante de gás ideal [m2/s2.K]
R Calor transferido por radiação para parede da câmara (cap. VI) [W/m2]
_
R Constante universal dos gases (0,08206 atm.l/K.mol)
D..
m.4Re t
µπ=
Número de Reynolds da câmara de combustão [adimensional]
RH Raio da lança central do “swirler” [mm]
RI Raio de injeção do combustível [mm]
Rs Raio da coroa circular do “swirler” [mm]
R3 Raio do duto de condução axial do escoamento secundário externo [mm]
S’ Número de “swirl” baseado na distribuição de velocidade do próprio
“swirler” [adimensional]
Ss’ Número de “swirl” do escoamento secundário [adimensional]
SMD Diâmetro médio de Sauter [µm]
t Tempo [s]
tr Tempo de residência [s]
T Temperatura [K]
T Espessura das pás do “swirler” (Cap. V) [mm]
Tg Temperatura do gás [K]
Ts Temperatura na saída do volume de controle (VC) [K]
xxiii
Tw Temperatura na parede [K]
T0 Temperatura de estagnação [K]
var/atm/f Velocidade do ar de atomização do combustível [m/s]
vif Velocidade de injeção do combustível [m/s]
V Volume da câmara de combustão [l]
VC Volume de controle [l]
Vrel Velocidade relativa entre os fluidos na câmara de mistura (atomizador Y)
[m/s]
Z Número de pás do “swirler”
ZRI Zona de recirculação interna
Caracteres Gregos
α Ângulo entre as pás do “swirler” [o]
αg Absortividade do gás [adimensional]
βv Coeficiente de vaporização do combustível [µm2/s]
γ = Cp/Cv Razão entre calores específicos [adimensional]
δ Viscosidade cinemática [centistokes]
∆HRES Energia transferida ao resíduo [kJ/kg]
25∆hTs Diferença de entalpia entre 25oC e a temperatura Ts [kJ/kg]
∆ε Fator de correção espectral devido à absorção da radiação térmica por um
composto, que foi emitida por outro [adimensional]
εg Emissividade do gás [adimensional]
εi Emissividade do composto i do gás [adimensional]
xxiv
εw Emissividade da parede [adimensional]
ηc Rendimento de combustão [adimensional]
θ Inclinação do canal de alimentação do combustível (atomizador tipo Y) [o]
µ Viscosidade média dos gases de combustão [centistokes]
ρ Massa específica [kg/l]
σ Fator de bloqueio (Cap.V)
σ Constante de Stefan-Boltzmann (5,67.10-8W/m2.K4) (Cap. VI)
∑ Somatório
τ Tensão superficial [dynas/cm]
φg Razão de equivalência global da câmara (combustão estagiada)
φ1 Razão de equivalência do primeiro estágio (combustão estagiada)
φ2 Razão de equivalência do segundo estágio (combustão estagiada)
Caracteres Especiais
[ ] Concentração [moles/cm3]
[A] Matriz de áreas do processo de discretização da chama no algoritmo de
tomografia
[P] Vetor que representa os pixels da linha a ser reconstruída pelo algoritmo de
tomografia
[r] Vetor que representa a linha reconstruída pelo algoritmo de tomografia
xxv
SUMÁRIO
O presente trabalho apresenta uma investigação experimental sobre o enriquecimento
do ar em uma câmara de combustão projetada para incineração de resíduos aquosos. Diesel e
gás liquefeito de petróleo (GLP) foram utilizados independentemente como combustível
auxiliar. Um aumento de 85% na taxa de incineração foi obtida para 50% de O2 no gás
oxidante, em comparação com a incineração com ar. A taxa de incineração continuou
aumentando para níveis de enriquecimento acima de 50%, contudo em um passo menor. Para
combustão com oxi-chama (100% O2), o aumento da taxa de incineração foi em torno de
110% em comparação com a condição inicial e cerca de 13,5% em relação à condição de 50%
de O2. A concentração de CO medida próxima a frente de chama diminui drasticamente com
o aumento da quantidade de O2 no oxidante. Na saída da câmara, a concentração de CO foi
sempre próxima à zero, indicando que o tempo de residência foi suficiente para completa
oxidação do combustível em qualquer condição de ensaio. Para o diesel, o NOx foi
inteiramente formado na região primária da câmara de combustão. Para esse combustível, há
um tênue aumento na concentração de NOx até 35% de O2, acima deste valor a concentração
aumenta acentuadamente. Partindo de 60 p.p.m., em operação com ar, a concentração de NOx
atinge 200 p.p.m em 35% de O2, e então 2900 p.p.m. em 74% de O2. O último corresponde a
6 vezes mais NOx, em termos da razão massa de NO2/massa de resíduo, comparada com a
combustão com ar. Para o GLP, a concentração de NOx atinge 4200 p.p.m. em 80% de O2,
correspondendo a 9 vezes mais do que a operação com ar, também em termos da razão massa
de NO2/massa de resíduo. Resultados de diferentes técnicas usadas para controlar o NOx
durante o enriquecimento do ar também foram discutidas.
xxvi
ABSTRACT
An experimental investigation is presented of air enrichment in a combustion chamber
designed to incinerate aqueous wastes. Diesel fuel and liquefied petroleum gas (LPG) were
used independently as fuels. An increase of 85 % in the incineration rate was obtained with
nearly 50 % O2 in the oxidant gas, in comparison to incineration with air only. The
incineration rate continues increasing for enrichment levels above 50 % O2, although at a
lower pace. For complete oxy-flame combustion (100 % O2), the increase of the incineration
rate was about 110 % relative to the starting conditions and about 13.5 % relative to the
condition with 50 % O2. The CO concentration measured near the flame front decreases
drastically with the increase of O2 content in the oxidant gas. At the chamber exit, the CO
concentration was always near to zero, indicating that the chamber residence time was
sufficient to complete fuel oxidation in any test setting. For diesel fuel, the NOx was entirely
formed in the first region of the combustion chamber. For diesel fuel, there was some increase
on the NOx concentration up to 35 % of O2; this increase became very sharp after that. From
60 p.p.m., at operation with air only, the NOx concentration raises to 200 p.p.m. at 35 % O2,
and then to 2900 p.p.m. at 74 % O2. The latter corresponds to 6 times more NOx, in terms of
the ratio mass of NO2/mass of residue, compared to the situation of combustion with air only.
For LPG, the NOx concentrations reached 4200 p.p.m. at 80 % O2, corresponding to 9 times
more, also in terms of the ratio mass of NO2/mass of residue, in comparison with combustion
with air only. Results of different techniques used to control the NOx emission during air
enrichment are also discussed.
xxvii
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Dr. João Andrade de Carvalho Júnior, não somente pela orientação da
tese, mas pela confiança e amizade desde minha época de graduação.
Ao Prof. Dr. Amilcar Porto Pimenta, por ter me recebido no ITA com a
confiança de poder desenvolver o presente trabalho, além da sua importante contribuição para
sua realização.
Ao Prof. Maher Nasr Bismarck-Nasr, Chefe da Divisão de Engenharia
Aeronáutica do ITA, pela compreensão durante o período em que precisei dividir minhas
atividades acadêmicas de docente dessa divisão, com as atividades relacionadas à tese.
Ao Dr. Marco Aurélio Ferreira, Chefe do Laboratório Associado de
Combustão e Propulsão do INPE de Cachoeira Paulista, na ocasião da realização dos
experimentos, por disponibilizar o laboratório e recursos financeiros, além da contribuição
com sugestões importantes para a montagem realizada.
Ao Prof. Dr. Carlos Alberto Gurgel Veras pelas inúmeras discussões e
sugestões que tanto enriqueceram o trabalho.
Ao Dr. Armando de Azevedo Caldeira Pires pelas oportunidades de visita ao
Instituto Superior Técnico em Lisboa, que contribuíram muito para minha formação.
Ao Dr. Heraldo da Silva Couto pelas sugestões sobre injetores e ancoradores
de chama.
Ao Mestre Cesar Augusto Botura e ao Engenheiro Daniel Silva Ferreira pelo
suporte técnico durante a montagem dos experimentos.
xxviii
Ao Físico Eleasar Martins Marins e aos Técnicos José Carlos dos Santos e
Adilson Rogério Nakano pelo suporte na parte de instrumentação.
Às amigas Maria Ignês e Maria Aparecida pelos inúmeros serviços de
biblioteca.
À todo pessoal de suporte técnico de oficina do Laboratório Associado de
Combustão e Propulsão do INPE e do Laboratório Prof. Feng do ITA.
Ao Departamento de Materiais Refratários da Faculdade de Engenharia
Química de Lorena pelo apoio no projeto e na construção da câmara de combustão.
À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo pelo finaciamento
parcial da tese através dos projetos: 95/4167-7, 96/10310-0 e 97/5511-9.
Aos professores e colegas de turma pelo estímulo e apoio em todos momentos.
À todas pessoas que de alguma forma contribuiram para eleboração desta tese.
xxix
Dedico esta tese aos meus pais, Pedro e
Zilda, por sempre terem me apoiado nas
buscas dos meus sonhos, à minha esposa
Laís, pelo carinho, compreensão e estímulo
para vencer as barreiras encontradas em
nossos caminhos, ao meu irmão Paulo e à
sua namorada Karin, pela fonte de amizade,
tão importante nos momentos de alegria e
de dificuldade.
1
CAPÍTULO I
INTRODUÇÃO
Nas últimas décadas os processos industriais estão constantemente em busca do
aumento da produtividade, devido ao mercado consumidor ser cada vez mais amplo e
exigente. No entanto, em função da crise energética e exigências ambientais, o aumento da
produtividade está cada vez mais atrelado ao baixo consumo de energia e à baixa emissão de
poluentes. Desta forma, a busca de novas tecnologias que atendam a essas necessidades é uma
realidade, visto que em processos convencionais a conciliação de tais fatores é quase
impossível.
Atualmente, na maioria das plantas industriais está presente algum processo que
dependa da energia térmica liberada pelas reações de combustão, que vão desde fornos de
fusão e incineradores de resíduos industriais, até caldeiras para geração de vapor. Os
processos de combustão não fogem às exigências citadas no parágrafo anterior, pois, em
geral, são processos caros, passíveis de emissão de poluentes e importantes para o
funcionamento da indústria.
Uma tecnologia que vem ganhando espaço é a utilização de chamas enriquecidas com
oxigênio em processos de combustão industrial que necessitam de elevada energia térmica
disponível. O emprego de tal tecnologia teve início nos anos cinqüenta (Gitman, 1986). Desde
então muitos estudos e desenvolvimentos foram realizados. No entanto, com aumento do
preço dos combustíveis em relação ao preço do oxigênio, principalmente devido à crise do
petróleo e à diminuição dos custos de produção do oxigênio com avanço das técnicas
2
criogênicas de separação do ar, as chamas enriquecidas surgiram como uma forte alternativa
nos últimos anos (Shahani et al., 1994, 1996).
I.1 – ENRIQUECIMENTO DO OXIDANTE
A grande maioria dos processos de combustão utilizam o ar ambiente como fonte de
oxigênio. Durante a combustão as reações desse oxigênio com o carbono e o hidrogênio
presentes nos combustíveis hidrocarbonetos liberam energia térmica. No entanto, a maior
parte dessa energia térmica liberada é absorvida pelo nitrogênio, visto que o ar é constituído
de 78% de nitrogênio, 21% de oxigênio e 1% de traços de outros constituintes, em base
volumétrica. Do ponto de vista térmico, o nitrogênio é inerte, ou seja, apenas absorve a
energia liberada pelas reações de combustão, que poderia estar sendo utilizada em um
processo industrial. Enriquecendo a mistura oxidante para porcentagens de oxigênio acima
dos 21% do ar atmosférico a vazão total dos gases de combustão diminui e a eficiência
térmica do processo aumenta (Griffith, 1990).
A redução do volume de nitrogênio no gás oxidante tem consequência direta nos
chamados três “T’s” da combustão, que são temperatura, tempo e turbulência (Griffith, 1990).
Quanto maior for o nível de enriquecimento, menor será a energia absorvida pelo nitrogênio
e, consequentemente, maior será a temperatura dos gases de combustão. Isto pode ser
benéfico pelo fato de temperaturas elevadas serem necessárias para diversa aplicações
industriais, no entanto, podem propiciar elevadas emissões de NOx, que, além de, como o
SO2, provocar chuva ácida, constitui em um componente importante das reações fotoquímicas
que levam à formação do ozônio (O3).
3
Tempo, neste caso, refere-se ao tempo de residência dos gases de combustão dentro da
câmara, que deve ser suficiente para que as reações de combustão ocorram. O efeito do
enriquecimento no tempo de residência deve-se ao fato do mesmo diminuir o volume do
escoamento de gases; em conseqüência, o tempo que cada molécula permanece na câmara é
aumentado. Para o caso da combustão com gás natural, a redução do volume de gás chega a
30% do original quando o enriquecimento atinge 100% de O2 (Griffith, 1990). Um tempo de
residência mais elevado permite que as reações de combustão sejam completadas,
favorecendo, por exemplo, a conversão de CO em CO2. No entanto, pode aumentar a emissão
de NOx, visto que a quantidade de NO produzido é proporcional ao tempo em que os gases de
combustão ficam expostos à temperatura elevada, devido às suas reações de formação serem
lentas quando comparadas com as reações de oxidação dos hidrocarbonetos (Miller e
Bowman, 1989).
Outra questão é o nível de turbulência da câmara. Com a redução do fluxo gasoso,
devido ao enriquecimento com oxigênio, o número de Reynolds na câmara diminui em função
da menor velocidade dos gases. Em determinadas circunstâncias, isso pode prejudicar o
processo de mistura entre o combustível e o oxidante, podendo levar à situação de combustão
incompleta. A análise teórica feita por Melo et al. (1998) apontou que, para a incineração em
um forno rotativo com câmara primária cilíndrica de 1,5m de diâmetro, o enriquecimento
pouco afeta o número de Reynolds, visto que, neste caso, o diâmetro é suficientemente alto
para que as variações no fluxo de gás não alterem bruscamente seu valor para um valor
laminar. Já para câmaras cilíndricas com diâmetro de 0,6m, Lacava e Carvalho (1996)
apontaram que o número de Reynolds pode ser um fator limitante para níveis elevados de
enriquecimento na incineração de resíduos líquidos aquosos, visto que em algumas
circunstâncias analisadas teoricamente, o número de Reynolds esteve abaixo dos 5000
4
recomendados para incineração (Bonner et al., 1981). Como alternativa, uma melhor mistura
entre o combustível e oxidante pode ser alcançada com a geração de regiões de recirculação
na câmara, utilizando-se de dispositivos como queimadores com gerador de “swirl” (Wall,
1987).
I.2 – APLICAÇÃO DE CHAMAS ENRIQUECIDAS E OXI-CHAMAS
Basicamente, o processo de enriquecimento encontra espaço em processos industriais
que necessitam de temperatura elevada e alta eficiência térmica. Para as chamas onde o
oxidante é 100% oxigênio, a literatura usa o termo “oxi-chamas” (“oxy-flames” na língua
inglesa), já para a mistura oxigênio, nitrogênio e traços de outros constituintes em condições
de porcentagem de oxigênio acima dos 21% do ar atmosférico, emprega-se o termo “chamas
enriquecidas” (“enriched flames” na língua inglesa).
As oxi-chamas são amplamente utilizadas para aumentar a capacidade de produção de
fornalhas de fusão, entre elas, as utilizadas nas indústrias de vidro, metais fundidos e óxidos
metálicos (Souza et al., 1995). Os benefícios da utilização de chamas enriquecidas ou oxi-
chamas nas fornalhas utilizadas para produção de vidro, em comparação com a difundida
técnica de pré aquecimento do ar oxidante, são (Flamme e Kremer, 1993):
• A temperatura de combustão é aumentada de aproximadamente 1900oC (com ar pré
aquecido) para mais de 2700oC (com 100% oxigênio).
• O volume de gás é reduzido substancialmente.
• O calor transferido para a carga é aumentado.
5
• A capacidade de produção de uma instalação existente é aumentada desde que o tempo
necessário para o processo de fusão seja reduzido.
• Há necessidade de uma menor estrutura para o tratamento dos gases provenientes da
fornalha, em função do menor escoamento de gases.
O enriquecimento ainda pode ser utilizado para o controle das dimensões e formato da
chama nas fornalhas. O uso de oxigênio diminui o comprimento da chama em função do
aumento das taxas de reação, evitando que a mesma atinja a parede refratária da câmara,
condição que reduz o tempo de vida do refratário e altera o processo de transferência de calor
para a carga.
Hansen et al. (1994) realizaram ensaios enriquecendo o ar de combustão em fornos de
cimento e observaram que a temperatura na zona de queima pode ser melhor controlada com
o uso dessa técnica, principalmente quando queimaram quantidades substanciais na região
central do forno, que, em operações convencionais, esfriam a zona de queima. A quantidade
de escória formada foi diminuída, em função da concentração de oxigênio aumentar na região
logo acima dos sólidos na zona de queima. Isso incrementa a formação de óxidos de ferro
adequados e impede a formação de SOx. Os pesquisadores também observaram uma melhoria
na estabilidade do processo.
Outra aplicação promissora para as chamas enriquecidas é na incineração de resíduos,
que, quando comparada com a utilização em fornos de fusão, ainda está na infância (Sharani
et al., 1994). Incineração é um processo que utiliza a decomposição térmica através da
oxidação em temperatura elevada (normalmente acima de 750oC) para destruir frações
orgânicas presentes nos resíduos e redução de seu volume (Dempsey e Oppelt, 1993). O uso
6
de oxigênio para enriquecer o oxidante pode ser uma alternativa atrativa para aumentar a taxa
de incineração em uma câmara de combustão projetada para operar com ar. Para uma certa
vazão de combustível, se alguns parâmetros de incineração forem mantidos constantes (como
temperatura da câmara, nível de turbulência e tempo de residência), o aumento da taxa de
incineração torna-se possível com a injeção de oxigênio (Melo et al., 1998).
Sharani et al. (1994) conduziram ensaios promovendo enriquecimento em uma câmara
de incineração piloto de resíduo sólido municipal. O poder calorífico inferior médio do
resíduo era de 2251 kcal/kg, o excesso de ar 80%, e estabeleceu-se como parâmetro fixo o
volume de gases na saída da câmara. Para essas condições e um enriquecimento de 27% de O2
eles observaram um aumento de 20% na capacidade de incineração da câmara, com redução
na emissão de CO e aumento da emissão de NOx dentro dos limites aceitáveis para tratamento
dos gases. A emissão de CO é um dado importante não apenas para controle da emissão desse
poluente, mas para garantir eficiência da decomposição térmica de alguns compostos
orgânicos de especial interesse, como as dioxinas. Como o monitoramento de tais compostos
é muito complexo, a eficiência de combustão acaba sendo o indicador da qualidade da
decomposição desses compostos (Brunner, 1991).
Para plantas de incineração onde os resíduos são adicionados ao incinerador em barris,
como é o caso dos fornos rotativos, há um momentâneo aumento da emissão de CO quando os
mesmos são adicionados à câmara. A introdução do barril com resíduo de elevado poder
calorífico causa uma deficiência local de ar gerando uma quantidade elevada de CO, que não
consegue ser completamente oxidado na câmara de pós combustão. Franke e Hatami (1991)
mostraram que o uso de oxigênio na câmara rotativa e na câmara de pós combustão de uma
unidade de incineração de 17,5MW, incinerando resíduos líquidos, pastosos e sólidos (esse
7
último em barril), reduz drasticamente a emissão transitória de CO e aumenta a capacidade de
incineração da unidade. Lemieux et al. (1990) também relataram que o uso do oxidante
enriquecido minimiza a emissão transiente de poluentes em fornos rotativos, mesmo para
operações com baixa temperatura e baixa rotação.
Melo et al. (1998) observaram que um dos fatores limitantes para o processo de
enriquecimento em câmaras de incineração tipo forno rotativo é a relação entre o tempo de
pirólise dos resíduos sólidos e o tempo de passagem do mesmo na câmara. Com o aumento da
taxa de incineração, em função do enriquecimento, há uma redução no tempo de passagem da
carga de resíduo na câmara, se a rotação do forno for mantida constante. Dependendo da
natureza do resíduo, da granulação e do aumento da taxa de incineração, ao final da passagem
pela câmara o resíduo pode não ter sido completamente pirolizado. A solução para tal
problema pode ser atacada de três maneiras diferentes, ou por uma combinação delas.
a) Aumentar a temperatura de operação da câmara. A taxa de pirólise pode ser representada
por uma expressão do tipo Arrhenius (Niessen, 1978):
∆−−=
RT
EexpK
dt
dm , (I.1)
onde m, t, K, ∆E, R e T são a massa do resíduo, tempo, uma constante (dependente do
material), energia de ativação, constante do gás e temperatura, respectivamente. Por
exemplo, o valor de ∆E/R é da ordem de 9500K para madeira e 27000K para papel
(Niessen, 1978). Se a temperatura for aumentada de T1 para T2, o aumento da taxa de
pirólise pode ser expresso como:
8
−∆=
12
12
TT
TT
R
Eexpf . (I.2)
No entanto, o aumento da temperatura representa um maior custo de operação.
b) Diminuir a rotação da câmara. Isso levará ao aumento do tempo de passagem da carga.
Contudo, a taxa de incineração irá diminuir.
3) Promover uma granulação menor do resíduo. Com aumento da área superficial, o tempo
necessário para pirólise completa irá diminuir. No entanto, isso nem sempre é possível e
será um custo adicional ao processo.
Assim, a implementação do uso de chamas enriquecidas na incineração de resíduo
sólidos requer alterações na metodologia operacional, não sendo apenas um ajuste de vazões
de ar, oxigênio, combustível auxiliar e resíduo.
Além da perspectiva de uso em incineradores industriais, o enriquecimento com
oxigênio também é aplicável à incineração de resíduos de serviços de saúde. Este processo, já
aplicado em alguns hospitais do Brasil, destina-se aos incineradores convencionais (câmara
única) ou avançados (câmara primária e pós queimador) que não atingem as condições
mínimas de temperatura exigida pelo órgãos de controle ambiental (Gurjão, 1993). Além
disso, no enriquecimento a formação de dibenzodioxinas policloradas e dibenzofuranos é
fortemente inibida, visto que suas condições de síntese não são favorecidas. A maioria das
dioxinas e furanos tem sua síntese dentro das partículas de fuligem não queimadas numa faixa
de temperatura da ordem de 300oC a 700oC. Na combustão enriquecida, a maior concentração
9
de oxigênio favorece a oxidação dos particulados e eleva a temperatura em seu núcleo a
valores superiores à condição de formação de dioxinas e furanos.
Apesar de algumas vantagens citadas ao longo dos parágrafos anteriores, a utilização
de chamas enriquecidas requer ainda estudos mais aprofundados para que tal tecnologia seja
amplamente difundida, sobretudo para seu uso em incineração. Poucos resultados são
encontrados na literatura, dificultando a ação de projetistas, engenheiros e pesquisadores.
Desta forma, o presente trabalho pretende obter dados e discutir aspectos importantes para a
utilização do processo de enriquecimento do ar na incineração de resíduo.
I.3 – OBJETIVOS DO TRABALHO
Conforme discutido nos itens anteriores, o processo de enriquecimento do ar
atmosférico com oxigênio puro mostra-se uma forte alternativa para aumento da capacidade
de incineração de câmaras que não atendem mais às necessidades de uma planta industrial.
Não é incomum encontrar, nas indústrias brasileiras, pátios lotados de resíduos estocados
aguardando um destino, representando perigo e custo. A implementação de um sistema de
enriquecimento em incineradores requer tecnologias simples, mas devem ser utilizadas de
maneira racional para que o aumento da capacidade de incineração não represente também um
aumento elevado de custo operacional.
A situação que parece ser mais adequada para a utilização do enriquecimento é a
incineração de resíduos líquidos aquosos (grande porcentagem de água), que representa
grande parte dos resíduos líquidos gerados pelas indústrias químicas. O estudo teórico
realizado por Melo et al. (1998) apontou que os maiores aumentos de taxa de incineração pelo
10
enriquecimento do ar são obtidos na incineração desse tipo de resíduo. Além disso, o presente
trabalho enfocou a incineração de resíduos líquidos aquosos pelas facilidades laboratoriais
decorrentes e por se desejar fazer uma análise térmica e de emissões gasosas provenientes
apenas do processo de combustão, e não avaliar a destruição de compostos presentes no
resíduo.
Dentro deste contexto, o presente trabalho apresenta os resultados de uma investigação
experimental sobre a incineração de resíduos líquidos aquosos, utilizando chamas
enriquecidas com oxigênio em diversos níveis (de 21 a 100% de oxigênio). O principal
objetivo dos ensaios foi caracterizar o aumento da taxa de incineração à medida que se
aumenta o nível de enriquecimento do oxidante e avaliar a emissão dos gases produtos de
combustão, sobretudo CO e NOx.
As etapas de desenvolvimento do trabalho foram:
1) Projeto e construção de uma câmara de combustão de paredes quentes (sem refrigeração)
para realização dos ensaios.
2) Aquisição, projeto e construção de equipamentos periféricos (queimadores, injetores,
linhas, etc.) e instrumentação associada à câmara de combustão (termopares, rotâmetros,
etc.).
3) Realização dos ensaios utilizando água para simular o resíduo e diesel e GLP (Gás
Liquefeito de Petróleo) como combustíveis auxiliares, caracterizando o aumento da
capacidade de incineração e a emissão de poluentes.
11
4) Empregar tecnologias e metodologias para minimizar a emissão de poluentes em operação
com chamas enriquecidas.
Além deste capítulo de introdução, esta tese conta com mais sete capítulos. O Capítulo
II apresenta detalhes sobre a formação de poluentes nos processos de combustão e a
influência do processo de enriquecimento, visto que as temperaturas elevadas obtidas nessa
situação podem favorecer a formação de alguns poluentes. No Capítulo III, são apresentadas
as conseqüências do processo de enriquecimento na temperatura de chama adiabática e na
composição dos gases de combustão, do ponto de vista de equilíbrio químico. No Capítulo IV,
é feita uma análise teórica da situação experimental estudada, baseada em balanços de massa
e energia. No Capítulo V, é feita a descrição da montagem experimental e de metodologias e
procedimentos adotados para os ensaios. No Capítulo VI, são apresentados os resultados
obtidos e os comentários pertinentes aos mesmos. No Capítulo VII, é feita uma análise visual
das chamas enriquecidas utilizando o processo de tomografia. Finalmente, no Capítulo VIII,
são apresentadas as conclusões sobre o trabalho, além de recomendações para trabalhos
futuros. Além dos capítulos citados, a tese ainda apresenta na forma de apêndice uma
comparação entre alguns resultados experimentais e uma simulação de reator homogêneo.
12
CAPÍTULO II
EMISSÃO DE POLUENTES
Apesar do homem utilizar a combustão como fonte de energia há milênios, a emissão
de poluentes só ganhou destaque e importância no cenário mundial a partir do início da
década de setenta. A despeito das preocupações com o meio ambiente começarem a ganhar
corpo há cerca de trinta anos atrás, muitas questões e dificuldades tecnológicas ainda não
foram vencidas. Assim, muitas pesquisas e desenvolvimentos na área de combustão visam a
minimização das emissões de poluentes, pois as indústrias e os setores de transporte dos
países desenvolvidos e dos em desenvolvimento estão baseados, sobretudo, na queima de
combustíveis fósseis e deverão permanecer desta forma por algumas décadas.
Dentro deste contexto, a presente tese também destaca a emissão de poluentes em
operações com chama enriquecida com oxigênio. Neste capítulo são apresentadas
considerações sobre as emissões dos poluentes mais comuns em processos de combustão
(NOx, CO, CO2, hidrocarbonetos não queimados e fuligem e particulados). Um destaque
especial foi dado à emissão de NOx, pelo fato da utilização de chamas enriquecidas com
oxigênio propiciar condições favoráveis para a formação deste poluente, podendo limitar o
uso deste recurso tecnológico.
II.1 EMISSÃO DE NOX
O termo NOx é utilizado para designar a quantidade total de óxido de nitrogênio (NO)
e dióxido de nitrogênio (NO2). Em geral, nos processos de combustão, a formação do NO é
bem mais pronunciada do que a do NO2; no entanto, ao ser descarregado para atmosfera o NO
13
é totalmente convertido a NO2. A alta temperatura de operação das câmaras de combustão
industrial e a utilização de combustíveis com teores de nitrogênio são fatores que contribuem
para a formação de NOx que, além de, como o SO2, provocar a chuva ácida, é um componente
importante das reações fotoquímicas que levam à formação de ozônio (O3). Além dos fatores
ambientais, o NOx é responsável direto por diversos problemas de saúde do homem, como
metaemoglobina ou cianose, edemas pulmonares e alteração das características hereditárias.
Não só para os processos industriais as pesquisas atuais estão sendo direcionadas.
Atualmente há uma grande quantidade de trabalhos publicados sobre emissão de NOx em
outros processos que utilizam sistemas de combustão, como é o caso das turbinas a gás
utilizadas na aviação e dos motores de combustão interna. Em geral os resultados destas
pesquisas podem ser estendidos aos processos industriais.
O NOx emitido durante a combustão depende da composição do combustível, do
modo de operação e do projeto dos queimadores e da câmara de combustão. Cada um desses
parâmetros são significativos em relação ao nível final de NOx emitido. A formação deste
poluente é atribuída a duas fontes distintas (Wood,1994).
a) NOx atmosférico, formado a partir da oxidação do N2 do ar atmosférico, seguindo
principalmente dois mecanismos de formação: o NOx térmico, sendo seu esquema
reacional proposto inicialmente por Zeldovich e colaboradores (1947), e o
"prompt” NOx, formado na região de frente de chama, cujo esquema reacional foi
proposto por Fenimore (1971).
14
b) NOx do combustível, formado a partir da quebra das ligações do nitrogênio
presente no combustível e reação com oxigênio.
O meio mais comum de formação do NOx é a oxidação do N2 presente no ar,
conhecido como NOx atmosférico. Para sistemas pré-misturados, uma estimativa de sua taxa
de formação pode ser feita através da consideração de equilíbrio químico dado pela reação
(Glassman, 1987):
N2 + O2 = 2NO . (II.1)
No entanto, a formação do NO não surge de um simples ataque do oxigênio molecular
sobre o nitrogênio. Na realidade o N2 atmosférico reage com átomos de oxigênio provenientes
da dissociação do O2 ou da reação entre H e O2, formando os radicais O e OH:
H + O2 = O + OH . (II.2)
A reação (II.2) faz parte do submecanismo reacional H2-O2 dentro do processo de
combustão dos hidrocarbonetos, conforme descrito por Westbrook e Dryer (1984), sendo
considerada uma das reações de inicialização de tal submecanismo. O ataque do O sobre o N2
inicia o mecanismo reacional conhecido como Mecanismo de Zeldovich ou NO térmico,
apresentado pelas reções (II.3), (II.4) e (II.5):
N2 + O = NO + N , (II.3)
N + O2 = NO + O , (II.4)
N + OH = NO + H . (II.5)
15
A contribuição da reação (II.5), em geral, é muito pequena, pelo fato de ambas
espécies serem radicais, estando, portanto, em baixas concentrações. No entanto, para
sistemas ricos tal reação pode ser importante e deve ser considerada (Glassman, 1987).
Zeldovich concluiu que a taxa de reação da reação (II.3), que inicia o mecanismo, é muito
mais lenta que a taxa das reações de combustão; sendo assim, a maior parte do NO térmico é
formado na região de pós-chama. Desta forma, é possível desacoplar o mecanismo e a taxa de
formação do NO térmico pode ser estimada pela expressão (II.6), derivada da aproximação de
regime permanente para o N e assumindo que a concentração de O pode ser calculada pela
consideração de equilíbrio O ⇔ ½ O2 (Glarborg, 1993):
]N.[]O).[T/67650exp(.10.3,1dt
]NO[d2
2/12
5 −= , (II.6)
onde as concentrações de NO, O2 e N2 estão em moles/cm3 e a temperatura em Kelvin. A
integração dessa equação promove uma boa aproximação da formação do NO térmico sobre
condições de combustão com excesso de ar, alta temperatura e baixa concentração relativa de
NO. Analisando a equação (II.6) é possível concluir que a formação de NO é extremamente
dependente da temperatura e em menor importância das concentrações de O2 e N2. Desta
forma, fica evidente que a melhor maneira de se controlar a formação do NO térmico é evitar
picos de temperatura. A importância da temperatura elevada para formação do NO, acima de
1500oC, decorre do fato da reação (II.3), que inicia o mecanismo de Zeldovich, possuir
elevada energia de ativação, conforme Miller e Bowman (1989).
Fenimore (1971) observou que o mecanismo de Zeldovich, com a hipótese de
equilíbrio para o oxigênio atômico, não consegue prever a taxa de formação do NO na região
16
vizinha à chama. Nesta região as reações são rápidas e ocorrem em um ambiente onde os
hidrocarbonetos não foram completamente consumidos. Tal fato levou Fenimore acreditar na
existência de um mecanismo reacional diferente do de Zeldovich para esta região. Assim, ele
propôs um mecanismo envolvendo os radicais presentes na frente de chama da combustão dos
hidrocarbonetos com espécies nitrogenadas, conhecido como “prompt” NO. Na tentativa de se
descobrir qual radical de hidrocarboneto é o responsável pelo “prompt” NO, um grande
número de espécies foram sugeridas, por exemplo: CH, CH2, C2, C2H e C (Miller e Bowman
(1989)). Experimentos feitos por Blauwens et al. (1977) sugerem que os radicais CH e CH2
são os mais importantes dentro deste mecanismo, sendo as principais reações do mecanismo:
CH + N2 = HCN + N , (II.7)
CH2 + N2 = HCN + NH , (II.8)
CH2 + N2 = H2CN + N , (II.9)
C + N2 = CN + N . (II.10)
O HCN formado é convertido em N segundo os passos: HCN ⇒ NCO ⇒ NH ⇒ N, e,
na sequência, o N converte-se a NO através das reações (II.4) e (II.5). A formação do
“prompt” NO aumenta consideralvelmente a complexidade da química do nitrogênio na
chama. Isto está ilustrado na Figura II.1, que mostra os mais importantes caminhos das
reações de formação do “prompt” NO. A oxidação do HCN formado nas reações II.7 e II.8 é
complicada, envolve a formação e consumo de um número de espécies poluentes, incluindo
óxi-cianidas, aminas e óxido-nitroso. Contudo, estas espécies possuem normalmente um curto
tempo de vida e não constituem um problema de emissão de poluente para a maioria das
condições de operação (Glarborg, 1993). O “prompt” NO só se sobrepõe ao térmico em
17
condição de combustão rica, caso contrário, o térmico representa mais de 70% de todo NO
formado.
Figura II.1 – Química das espécies envolvidas no mecanismo “prompt” (Glarborg, 1993).
As revisões sobre a emissão de NOx feitas por Bowman (1975) e Miller e Bowman
(1989) mostraram que há dados disponíveis na literatura indicando que parte do NO formado
na região de chama não é de responsabilidade do mecanismo de Fenimore, mas em virtude de
um superequilíbrio das concentrações de O e OH, o que acelera a taxa de reação das reações
(II.3) a (II.5), sobretudo nas condições de combustão pobre. Não há um consenso na literatura
sobre a definição do “prompt” NO, alguns autores consideram como somente o formado pelo
mecanismo de Fenimore, outros como sendo proveniente de qualquer reação rápida que
ocorra na região de chama, incluindo as do mecanismo de Zeldovich em condição de
superequilíbrio de O e OH.
18
Outra fonte de formação NO na região de chama é através do mecanismo de
decomposição do N2O, sendo importante, em comparação com o NO térmico, somente na
situação de combustão pobre e com baixa temperatura (1000 a 1300K). O N2O é formado
através da combinação entre o oxigênio atômico e o nitrogênio molecular na presença de um
terceiro corpo (N2, O2, CO2 e H2O), conforme apresenta a reação II.11 (Glaborg, 1994).
O + N2 + M = N2O + M (II.11)
Em condições de combustão pobre, o N2O formado na reação (II.11) tende a ser
oxidado pelo oxigênio atômico e forma o NO, segundo a reação (II.12) (Bonturi et. al., 1996).
No entanto, em condições de combustão estequiométrica ou rica observa-se que o N2O é
convertido a N2 através de reações com o O e OH.
N2O + O = NO + NO (II.12)
Além do mecanismo de oxidação do nitrogênio presente no ar atmosférico, outra fonte
de NO é através das espécies nitrogenadas contidas no próprio combustível. Em geral, um
composto nitrogenado primário é quebrado em radicais nitrogenados secundários (HCN, CN,
NH2, NH e N). Esses compostos intermediários são convertidos a NO através das mesmas
reações envolvidas no mecanismo de Fenimore (Figura II.1). Assim, a quantidade de NO
formado também dependerá do teor de espécies nitrogenadas contidas no combustível.
Basicamente, o grande responsável pelo nível de NO formado no processo de
combustão é a temperatura. Assim, a maior parte das tecnologias não catalíticas empregadas
para redução da formação de NO envolve o seu controle, como, por exemplo, o estagiamento
19
da injeção de reagentes e a recirculação dos gases de combustão para região de chama. Outro
ponto importante é o tempo de permanência dos gases de combustão em temperatura elevada,
pois como o mecanismo Zeldovich é relativamente lento, quanto maior for esse tempo maior
será o total de NO formado.
Em geral, os processos físicos desenvolvidos na região de chama influenciam na taxa
de mistura entre os reagentes, principalmente para o caso de chamas difusivas. Desta forma,
dificilmente haverá uma distribuição perfeita da razão de equivalência e, consequentemente,
da temperatura na região de reação. Assim, a intensidade de mistura entre os reagentes passa a
ser de fundamental importância na emissão de NO. Lyons (1982) mostrou que o grau de
homogeneidade da mistura atuará de maneira diferente de acordo com a razão de equivalência
média da combustão. Para o caso de chamas extremamente pobres, com razão de equivalência
em torno de 0,6, quanto mais homogênea for a mistura menor será a emissão de NOx, pois
diminui as regiões com temperatura elevada na zona de reação. Por outro lado, para
combustão nas proximidades da estequiometria a intensa mistura entre os reagentes seria
catastrófica, pois a distribuição de temperatura seria homogênea em torno de um valor
elevado, favorecendo a formação de NOx.
A emissão de NOx pode ser um obstáculo à ampla utilização do processo de
enriquecimento do oxidante com oxigênio, devido à elevada temperatura atingida na zona de
reação. No capítulo III é feita uma análise baseada em equilíbrio químico que mostra o
comportamento da temperatura e da emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no
oxidante. Na presente tese foi prevista a análise da emissão desse poluente e a busca de
estratégias para sua redução.
20
II.2 – EMISSÃO DE CO e CO2
A combustão de hidrocarbonetos pode ser simplificada como ocorrendo em duas
etapas: o primeiro passo envolve a quebra do combustível em CO, com o segundo passo
sendo a oxidação do CO em CO2. Esse processo de oxidação é lento e a taxa de reação é
altamente controlada pela concentração de espécies hidrogenadas, sobretudo H2O e H2. Isto
em razão da reação de oxidação do CO envolvendo o radical hidroxilo ser muita mais rápida
do que as que envolve o O2 e O (Turns, 1996). Assumindo que a água é a espécie hidrogenada
primária no mecanismo, a oxidação do CO pode ser escrita como (Glassman, 1987):
CO + O2 = CO2 + O , (II.13)
O + H2O = OH + OH , (II.14)
CO + OH = CO2 + H , (II.15)
H + O2 = OH + O . (II.16)
A reação (II.13) é lenta e contribui pouco para o total de CO2 formado; no entanto, é a
reação que inicia o mecanismo. A reação (II.14) é a responsável pela formação do radical
hidroxilo e a (II.15) pela maior parte da conversão do CO em CO2. Quando o H2 está presente
em quantidade significativa, as seguintes reações ainda devem ser acrescidas ao mecanismo:
O + H2 = OH + H , (II.17)
OH + H2 = H2O + H . (II.18)
Além das reações (II.13) e (II.15), uma terceira reação de oxidação pode ocorrer
quando o radical HO2 está presente:
21
CO + HO2 = CO2 + OH . (II.19)
No entanto, tal reação só apresenta algum significado em relação à (II.15) em
situações de pressão elevada.
A presença do O2 na região de reação química é de fundamental importância para o
início do mecanismo de oxidação do CO. Desta forma, além da parte química envolvida, é
preciso que o grau de mistura entre os reagentes seja intenso para que todo CO formado seja
convertido a CO2, principalmente em situações onde o excesso de oxidante é moderado. Isto
pode muito bem ser ilustrado pela combustão de motores diesel a pistão, onde a capacidade de
mistura dos reagentes é limitada e a emissão de CO elevada.
Fica claro que no processo de oxidação do CO o tempo de permanência dos gases
dentro da câmara de combustão precisa ser suficiente para compensar os “atrasos” químicos e
físicos envolvidos. O projeto dos queimadores também deve criar condições que propiciem
uma intensa mistura dos reagentes e, no caso da queima de combustível líquido, os
atomizadores devem ser capazes de promover um fino spray, facilitando a vaporização do
combustível e a penetração do oxidante no seu interior.
No caso de operações com chamas enriquecidas ou oxi-chamas, a expectativa é de
uma menor emissão de CO, devido aos fatores: 1) o aumento da concentração de oxigênio e
da temperatura dos gases de combustão acelera as taxas de reação do mecanismo de oxidação,
principalmente da reação responsável pelo início do mecanismo (II.13); 2) para o caso da
combustão de líquidos, o aumento da temperatura na região de chama também aumenta a taxa
de vaporização das gotas do spray, consequentemente, facilitando a mistura entre o
22
combustível vaporizado e o oxidante; 3) a redução da concentração do nitrogênio nos gases de
combustão aumenta a concentração das espécies hidrogenadas.
Apesar da expectativa de uma menor redução de CO, conforme discutido no
parágrafo anterior, o aumento da concentração de oxigênio no oxidante reduz o fluxo
volumétrico de gases na câmara, consequentemente o número de Reynolds. O nível de
turbulência apresenta um importante papel na taxa de mistura entre os reagentes. Desta forma,
os três fatores apresentados no parágrafo anterior e o tempo de residência na câmara devem
compensar essa redução do nível de turbulência. Esse compromisso foi estudado
experimentalmente na presente tese e está apresentado no capítulo VI.
Outro ponto a destacar é a possibilidade da ocorrência das reações de dissociação pois,
em temperatura acima de 2200K, os compostos de oxidação completa, como o CO2 e H2O,
podem se dissociar e forma compostos de oxidação parcial, como o CO, OH, O, e H. No
entanto, se a temperatura for diminuindo ao longo da câmara de combustão, a tendência é uma
nova combinação entre os compostos de oxidação parcial em favor dos compostos de
oxidação completa. Esse aspecto está discutido com maior clareza no capítulo III.
A oxidação completa do CO em CO2 não soluciona totalmente o problema da emissão
de poluentes em processos de combustão. A não presença do CO em áreas urbanas é sempre
desejável, devido à sua alta toxidade. No entanto, o CO2 na atmosfera é um dos gases que
absorvem a radiação infravermelha, contribuindo para o aquecimento global, ou seja, o
chamado “efeito estufa”. O CO2 e traços de outro gases permitem a penetração da radiação
solar na superfície da Terra, mas reabsorvem a radiação infravermelha emitida desta.
23
Desde a década de 50, a concentração de gases com capacidade de absorver a radiação
infravermelha aumentou muito, em função das nações se tornarem mais industrializadas e
florestas terem sido convertidas em área de aproveitamento para agricultura. Apesar disso,
foram nas décadas de 80 e 90 que os índices de aquecimento global se tornaram alarmantes.
Muitas incertezas ainda pairam sobre o papel de cada gás nesse processo. No entanto, já se
sabe que o CO2 é o responsável por cerca da metade da radiação infravermelha retida na
atmosfera (Manahan, 1993).
Infelizmente, o aproveitamento de energia da maioria dos países, altamente
industrializados ou não, está baseado na queima de combustíveis fósseis ou de biomassa e
essa situação deve se manter por algumas décadas. A utilização de chamas enriquecidas pode
minimizar esse impacto de duas formas: 1) nas situações onde a energia disponibilizada pela
menor ou não presença de nitrogênio se traduz em economia de combustível; com isso, há
uma redução no fluxo mássico de CO2 descarregado para atmosfera; 2) ou no caso onde a
energia disponibilizada é utilizada para aumentar a capacidade de um processo, como no caso
da incineração. Nesta última situação, mesmo a potência do processo sendo mantida
constante, a massa de CO2 emitida para atmosfera normalizada pela massa de resíduo
diminuirá, ou seja, para incinerar uma determinada massa de resíduo menos CO2 será emitido
se a incineração for feita com oxidante enriquecido. Desta forma, a utilização da combustão
enriquecida pode contribuir significativamente tanto para redução da emissão de CO como de
CO2.
24
II.3 –EMISSÃO DE HIDROCARBONETOS NÃO QUEIMADOS
Os hidrocarbonetos não queimados, designados por UHC (“Unburned Hydrocarbons”
na literatura inglesa), incluem parte do combustível em fase gasosa ou na forma de gotículas
(combustíveis líquidos), bem como os produtos da degradação térmica do combustível
primário em hidrocarbonetos de menor peso molecular (ex.: metano e acetileno), que são
descarregados para atmosfera sem sofrer oxidação completa (Lefebvre, 1983). Em geral, a
concentração de UHC nos produtos de combustão está associada com a capacidade de mistura
entre os reagentes e o tempo de residência da câmara.
Bahr (1972) mostrou que a emissão de CO e de UHC seguem o mesmo
comportamento em relação à eficiência de combustão e as atitudes tomadas para o controle da
emissão do CO afetam da mesma maneira a emissão do UHC. A relação entre as emissões em
massa desses poluentes e a eficiência de combustão pode ser estimada pela equação (II.20).
3c 10).CO232.0UHC(1 −+=η− . (II.20)
Assim, os comentários feitos sobre como a utilização de chamas enriquecidas pode
contribuir para minimizar a emissão de CO, também são pertinentes à emissão de UHC. O
grande desafio tecnológico é conciliar a emissão desses dois poluentes com a emissão de NOx,
pois os parâmetros que influenciam atuam de forma divergente. Quarder (1978) mostrou que
a redução na emissão de UHC é cerca de 83% em relação à operação com ar, quando um
motor de combustão interna por ignição a centelha opera com oxidante enriquecido a 32% de
O2.
25
II.4 – EMISSÃO DE FULIGEM E PARTICULADOS.
A fuligem é formada principalmente na zona primária de chamas difusivas, onde, em
geral, a combustão ocorre com falta de oxigênio. No entanto, sua formação pode ocorrer em
qualquer região da chama, desde que não haja uma adequada mistura entre os reagentes. A
maioria da fuligem produzida na região primária pode ser consumida na região secundária
(região de reação onde já há uma maior concentração de oxigênio) se a temperatura for
suficientemente elevada. Assim, do ponto de vista da emissão de fuligem, a chama pode ser
dividida em duas regiões distintas: a região primária que governa a taxa de produção e a
região secundária que determina a taxa de consumo (Lefebvre, 1983). Portanto, a presença de
fuligem nos produtos de combustão depende do balanço entre essas duas regiões.
A formação de fuligem está associada às reações de craqueamento dos
hidrocarbonetos, ou seja, complexas reações em fase gasosa que geram núcleos condensados
sólidos. Essa reações competem com o mecanismo de oxidação dos hidrocarbonetos, sendo
mais pronunciadas em situações de combustão rica e elevada temperatura. Apresentam em
geral diâmetros no intervalo 0,02 a 0,2 µm, frequentemente aglomerados em filamentos ou
cadeias (Williams, 1976).
Apesar das reações de formação de fuligem serem em fase gasosa, ela é observada
com maior intensidade em chamas de combustível líquido, principalmente pela maior
dificuldade de mistura entre o combustível vaporizado e o oxigênio (Chigier, 1981). Em
qualquer plano através de uma chama difusiva, há sempre uma extensa variação da razão de
equivalência, desde muita rica até muito pobre. Em função disso, sempre haverá regiões de
combustão rica com temperatura elevada, favorecendo a formação de fuligem nesse tipo de
26
chama (Glassman, 1977). Já para as chamas pré-misturadas, em função da distribuição mais
uniforme da razão de equivalência, a formação de fuligem só acontecerá se os reagentes
estiverem em proporções com falta de oxigênio.
Apesar do enriquecimento do oxidante aumentar a temperatura, ele afeta outros
parâmetros que podem favorecer a redução da emissão de fuligem. No caso das chamas de
combustível líquido, esse aumento de temperatura causa o também aumento da taxa de
vaporização das gotas do spray. Desta forma, o tempo para mistura entre os reagentes irá
diminuir e a abrangência da região primária também. Além disso, se a temperatura ainda for
elevada na região secundária, a eficiência do processo de redução irá aumentar.
Além da fuligem, combustíveis líquidos com a presença de hidrocarbonetos menos
voláteis podem levar à formação de particulados. Os compostos mais voláteis vaporizam
rapidamente; no entanto, os menos voláteis, permanecendo muito tempo em elevada
temperatura, podem sofrer decomposição térmica levando à formação de coque (estrutura
porosa sólida de carbono) (Lawn et al., 1987). O coque formado, ainda pode ser convertido à
CO e CO2 através das reações de superfície participativa:
C + O2 → CO2 , (II.21)
C + ½ O2 → CO , (II.22)
C + CO2 → 2CO , (II.23)
C + H2O → CO + H2 . (II.24)
27
A reação (II.22) é considerada a mais importante do mecanismo, no entanto, seu
desenrolar dependerá da quantidade oxigênio no ambiente da partícula de coque. Com
enriquecimento, aumenta-se a possibilidade dessa concentração aumentar.
O enriquecimento da combustão ainda pode diminuir a emissão de particulados
reduzindo o diâmetro de corte, definido como sendo o diâmetro máximo para que uma
partícula ainda seja carregada para fora da câmara pelo fluxo gases de combustão, caso
contrário a partícula se depositará no interior da mesma. Em uma câmara de combustão
vertical, basicamente o que define se uma partícula é carregada ou não é a diferença entre seu
peso e o arrasto. Como o enriquecimento do oxidante reduz o fluxo de massa através da
câmara; consequentemente, a velocidade do escoamento e o arrasto também diminuem e
somente partículas menores, onde o arrasto ainda se sobrepõe ao peso, seguirão o fluxo de
gases. Melo (1997) apresentou um equacionamento detalhado para dinâmica de uma partícula
em um fluxo de gases e, utilizando esse equacionamento, calculou a redução no diâmetro de
corte para uma câmara de pós-combustão de um incinerador industrial tipo forno rotativo
utilizando gás natural como combustível. Para operação com ar o diâmetro de corte foi
287µm e para o oxidante sendo oxigênio puro 264µm, ou seja, uma redução de 8%.
Dependendo da faixa de tamanho das partículas formadas, essa redução no diâmetro de corte
pode ser significativa.
28
CAPÍTULO III
TEMPERATURA E COMPOSIÇÃO DOS GASES
A temperatura e a composição final dos gases de combustão são de grande
importância para o entendimento do processo de enriquecimento. Uma ferramenta útil para
esse fim são os cálculos baseados em equilíbrio químico. Com o avanço das técnicas
computacionais, os melhores pacotes baseados nesse tipo de cálculo podem ser facilmente
utilizados em microcomputadores, apresentando os resultados rapidamente.
Esse tipo de análise, apesar de apresentar algumas limitações, pode ser útil para avaliar
as possíveis situações de operação de uma câmara de combustão antes de sua real execução.
O equilíbrio químico é a condição esperada no final de um processo de combustão onde o
tempo disponível para o desenvolvimento das reações é infinito. Muitas vezes, o tempo de
residência de uma câmara é pequeno quando comparado ao tempo necessário para que a
condição de equilíbrio químico seja atingida. Nesta situação, os resultados quantitativos são
pouco úteis. No entanto, como as reações caminham para a condição de equilíbrio, é de se
esperar que pelo menos qualitativamente os resultados forneçam informações importantes.
Do ponto de vista da cinética química, o equilíbrio é considerado como um estado
estacionário dinâmico onde há o intercâmbio constante entre as moléculas de reagentes e
produtos, ou seja, quando as velocidades de todas as reações elementares, diretas e inversas,
forem iguais (Levenspiel, 1972). Já na termodinâmica o sistema é considerado em equilíbrio
com o meio ambiente a uma dada temperatura e pressão, se a energia livre do sistema está no
valor mais baixo possível (Van Wylen e Sonntag, 1989). De qualquer forma, são dois pontos
de vista para representar a mesma situação de um sistema reativo.
29
Para os resultados apresentados no presente capítulo, utilizou-se o programa
computacional Gaseq – “Chemical Equilibria for Perfect Gases”, versão 0.63 (Morley, 2000),
baseado na minimização de uma função termodinâmica apropriada, a de Gibbs para situação
de pressão constante e a de Helmholtz para volume constante. Os resultados apresentados nas
seções seguintes são referentes a combustão do C12H26 (composição adotada para o diesel)
com ar enriquecido com oxigênio, seguindo o padrão da equação (III.1).
C12H26 + b.18,5.O2 + b.(18,5 – a). 3,76.N2 → ............... , (III.1)
onde a é o número de mols de oxigênio não proveniente do ar oxidante (se a = 0 o oxidante é
somente o ar, se a = 18,5 o oxidante é oxigênio puro) e b é o excesso de oxidante genérico
normalizado. Para todo os casos simulados a temperatura dos reagentes foi considerada 27oC
e a combustão se passando a pressão constante de 1 atm.
III.1 – TEMPERATURA DE CHAMA ADIABÁTICA
A Figura III.1 apresenta o aumento da temperatura em função da porcentagem de O2
no gás oxidante, para três valores de excesso: b = 1,00, 1,15 e 1,33. Observa-se que o
enriquecimento provoca um rápido aumento da temperatura até aproximadamente 50% de
oxigênio. Desse ponto em diante, o aumento ocorre de maneira menos acentuada.
30
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
3000
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
b = 1,00
b = 1,15
b = 1,33
Figura III.1 – Comportamento da temperatura de chama adiabática em função da porcentagem
de O2 no oxidante, para b = 1,00, 1,15 e 1,33.
O comportamento da temperatura é semelhante aos resultados apresentados por
Westbrook (1986) para combustão de gás natural enriquecida, calculada utilizando o pacote
computacional de cinética química CHEMKIN (Kee e colaboradores, 1980). O
comportamento apresentado na Figura III.1 está relacionado com a disponibilização da
energia em função da redução da massa de nitrogênio. A Figura III.2 mostra como é essa
redução em função da porcentagem de O2 no oxidante. Nota-se que ela é brusca até
aproximadamente 50% de O2, depois torna-se mais branda. Assim, o aumento de temperatura
segue o comportamento inverso à presença do N2 nos gases de combustão.
31
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
2
4
6
8
10
12
14
16
g d
e N
2/g
de
C1
2H
26 b = 1,00
b = 1,15
b = 1,33
Figura III.2 – Redução da massa de N2 presente nos produtos de combustão em função da %
O2 no oxidante e normalizada pela massa de combustível, para b = 1,00, 1,15 e 1,33.
As emissões do N2 e das demais espécies químicas apresentadas nesse capítulo foram
normalizadas pela massa de combustível, conforme mostra a Figura III.2, e estão em base
úmida. A apresentação dos resultados em fração mássica ou volumétrica não leva em conta o
fato da redução do nitrogênio aumentar a concentração de qualquer espécie química, mesmo
que a taxa de formação dessa espécie não tenha sido alterada pelo processo de
enriquecimento.
Na prática, a temperatura raramente atinge a de chama adiabática, pois existem
diversos processos de transferência de calor evolvidos em uma câmara de combustão.
Contudo, o comportamento dessa temperatura é um bom indicador de como a energia é
disponibilizada no processo de enriquecimento. Os resultados da Figura III.1 mostram a
32
necessidade de cautela para determinar o nível adequado de enriquecimento, pois acima de
50% de O2 a disponibilização de energia é menor.
III.2 – COMPOSIÇÃO DOS GASES DE COMBUSTÃO
III.2.1 – Emissão de NOx
Conforme discutido no capítulo II, a emissão de NOx pode ser um problema na
implementação dos processos de enriquecimento, pois a elevada temperatura atingida na
região de chama favorece drasticamente a formação desse poluente. Desta forma, uma
especial atenção deve ser dada a esse assunto e um primeiro passo seria simular as condições
de operação em um cálculo de equilíbrio químico. A Figura III.3 apresenta a emissão de NO
em função da porcentagem de O2 no oxidante. Para todos os casos estudados a emissão de
NO2 foi desprezível em relação a de NO.
A as curvas da Figura III.3 mostram que para qualquer nível de excesso de oxidante a
emissão de NO aumenta acentuadamente até próximo a 50% de O2, depois começa a decair
até zero em 100% de O2. Esse comportamento está atrelado aos das Figura III.1 e III.2. Até
50% de O2 a temperatura se eleva bruscamente e o NO segue seus passos. Desta ponto em
diante, a temperatura já não sobe com tanta intensidade, pelo menos não mais de maneira
suficiente para compensar a redução da concentração de N2. Apesar do resultado aqui
apresentado ser de equilíbrio químico, a influência da temperatura e das concentrações de O2
e N2 pode ser observada na equação II.6.
33
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.000
0.025
0.050
0.075
0.100
0.125
0.150
0.175
0.200
g d
e N
O/g
de
C1
2H
26
b = 1,00
b = 1,15
b = 1,33
Figura III.3 – Emissão de NO normalizada de pela massa de combustível em função da
porcentagem O2 no oxidante, para b = 1,00, 1,15 e 1,50.
O aumento do excesso de oxidante ainda manteve a temperatura elevada entre b =
1,00 e b = 1,33, principalmente para os maiores níveis de enriquecimento, como observado na
Figura III.1. Por outro lado, as concentrações de O2 e N2 aumentaram, o que acaba
favorecendo a formação de NO. O efeito do excesso de oxidante em condições de combustão
enriquecida é melhor compreendido através da Figura III.4, que mostra a emissão
normalizada de NO em função do excesso de oxidante para 21%, 50% e 70% de O2.
Os resultados da Figura III.4 mostram que o pico de emissão do NO vai se deslocando
para o lado da combustão mais pobre a medida que o nível de enriquecimento aumenta. Esse
comportamento também foi observado experimentalmente Quader (1978), para combustão
enriquecida do iso-octano em um motor de combustão interna de ignição a centelha. Isso
mostra que a temperatura tem um papel crucial, mas é a combinação desta com as
34
concentrações de N2 e O2 é que atuarão fortemente no total de NOx formado, principalmente
para combustão enriquecida. Na combustão com ar, uma das maneiras usuais de se controlar a
emissão de NOx é através da operação em condição pobre. No entanto, para combustão
enriquecida isto pode ser catastrófico, dependendo da porcentagem de O2 no oxidante.
0 1 2 3 4 5
Excesso de oxidante mormalizado - b
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
g d
e N
O/g
de C
12H
26
21% de O2
50% de O2
70% de O2
Figura III.4 - Emissão normalizada de NO em função do excesso de oxidante para 21%, 50%
e 70% de O2.
Na prática, menores emissões de NOx são observadas em comparação com as obtidas
através dos cálculos de equilíbrio químico, provavelmente devido à diferença de temperatura.
Apesar disso, as alterações nas emissões instantâneas seguem padrões qualitativamente
semelhantes às alterações nas concentrações de equilíbrio (Meggyes e Boschan, 1988), daí a
importância do presente tipo de estudo.
35
III.2.2 – Relação CO – CO2 e Dissociação
Conforme discutido anteriormente, a temperatura de chama adiabática pode atingir
valores bastante elevados. Como consequência disso, as moléculas dos compostos de
oxidação completa, como o H2O e o CO2, passam a sofrer dissociação e a presença dos
compostos de oxidação parcial, como: CO, OH, H, e O, passa a atingir níveis elevados na
composição de equilíbrio dos gases de combustão. Os resultados apresentados na presente
subseção são para a relação entre CO e CO2, no entanto, podem ser estendidas para as demais
relações de equilíbrio.
As Figuras III.5 e III.6 apresentam a presença normalizada de CO e CO2 nos gases de
combustão em função da porcentagem de O2 no oxidante, respectivamente. Como a
temperatura aumenta continuamente durante o enriquecimento, a tendência do equilíbrio é de
se deslocar para o lado do CO com o aumento do teor de oxigênio, reduzindo a emissão do
CO2.
Comparando as Figura III.5 e III.1, nota-se que a emissão de CO segue de maneira
rigorosa o comportamento da temperatura, ou seja, aumenta acentuadamente até 50% de O2,
acima desse ponto o aumento é mais suave. Isso ocorre em função dependência das constantes
de equilíbrio das reações de dissociação com a temperatura. Também se observa que o
aumento do excesso de ar reduz o efeito da dissociação, em virtude de propiciar menor
temperatura.
36
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
g d
e C
O/g
de
C12
H2
6b = 1,00
b = 1,15
b = 1,33
Figura III.5 – Emissão normalizada de CO em função da porcentagem O2 no oxidante, para b
= 1,00, 1,15 e 1,33.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
1.2
1.5
1.8
2.1
2.4
2.7
3.0
3.3
g d
e C
O2/g
de
C12
H26
b = 1,00
b = 1,15
b = 1,33
Figura III.6 – Emissão normalizada de CO2 em função da porcentagem O2 no
oxidante, para b = 1,00, 1,15 e 1,33.
37
Apesar da combustão enriquecida favorecer a ocorrência de dissociação em um nível
significativo, se os gases forem sendo resfriados ao longo da câmara a tendência das reações
de equilíbrio é de “reagrupamento” das espécies de oxidação parcial em favor das de oxidação
completa. Para ilustrar esse fato, a Figura III.7 mostra as emissões de CO e CO2 para o
resfriamento até 727oC do gás oriundo da combustão adiabática do C12H26 com o ar
enriquecido a 50% de O2 e b = 1,15.
5007501000125015001750200022502500
Temperatura de resfriamento [ C]
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
g d
e C
O/g
de C
12H
26
1.8
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
3.0
3.2
g d
e C
O2
/g d
e C
12
H26
o
CO
CO2
Figura III.7 – Comportamento da emissão normalizada do CO e CO2 durante o resfriamento
dos gases provenientes da combustão do C12H26 com ar enriquecido
a 50% de O2 e b = 1,15.
38
Os resultados da Figura III.7 mostram que não há mais CO para temperaturas
inferiores a 1500oC e que a emissão de CO2 permanece estabilizada. Desta forma, a
dissociação irá afetar principalmente as proximidades da chama, se temperaturas acima de
1900oC forem atingidas nessa região. A principal consequência da ocorrência da dissociação é
a alteração da emissão por radiação da chama e dos gases de combustão. Compostos
heteropolares como o CO2 e o H2O são responsáveis por um parcela considerável do total da
radiação emitida pela chama ou pelos gases de combustão (Gitman, 1986). Como os
compostos de oxidação parcial não são capazes de compensar isso, o fluxo de calor por
radiação será menor, o que pode ser favorável ou não, dependendo da aplicação em questão.
As informações contidas no presente capítulo ilustram as tendências de como caminha
o processo de combustão quando o oxidante passa a ser enriquecido. Isso foi importante para
definir as condições experimentais de interesse de estudo e ajudou a análise dos resultados
obtidos.
39
CAPÍTULO IV
ANÁLISE TERMOQUÍMICA DO PROCESSO DE ENRIQUECIMENTO
Nesse capítulo realizou-se uma abordagem teórica baseada nos balanços de massa e
energia aplicados à situação de incineração de resíduos aquosos com combustão enriquecida.
Através da análise termoquímica, é possível estimar a capacidade do aumento da taxa de
incineração de uma câmara de combustão projetada inicialmente para operar com ar, quando
o oxidante passa a ser enriquecido com oxigênio.
O combustível utilizado na análise foi o diesel (C12H26) e o resíduo considerado como
100% água. Essa situação teórica corresponde a uma das condições experimentais investigada
no capítulo VI, permitindo a comparação. O raciocínio aqui empregado também pode ser
estendido a outros combustíveis e resíduos.
Os balanços de massa e de energia foram aplicados ao volume de controle (VC)
definido como sendo o volume de toda câmara de combustão. Os fluxos de entrada no VC são
os dos reagentes (diesel, ar e oxigênio) e o do resíduo (água líquida). No fluxo de saída do VC
foi feita uma distinção entre os gases resultantes da combustão com diesel e o resíduo
vaporizado. A água formada na combustão e a água injetada como resíduo são tratadas de
maneira diferenciada na análise, pois, como o resíduo é injetado no estado líquido é preciso
levar em conta a energia utilizada para vaporizá-lo. A Figura IV.1 apresenta um esquema do
VC utilizado na análise.
40
Figura IV.1 – Representação do volume de controle (VC) adotado para análise termoquímica.
Adotou-se como condição de entrada os reagentes e o resíduo estando a 25oC e 1 atm.
Como condição de saída os gases deixam o VC na temperatura Ts e a 1 atm. Também foi
incluído ao balanço de energia a eficiência da refratagem da câmara, ou seja, o calor que é
transferido para sua parede. Além disso, algumas considerações foram feitas aos balanços de
massa e energia:
a) combustão completa, ou seja, não há dissociação dos produtos de combustão;
b) a água formada decorrente da oxidação do hidrogênio presente no combustível está em
fase gasosa;
c) o resíduo é totalmente vaporizado;
d) a combustão ocorre a pressão constante.
41
IV.1 – BALANÇO DE MASSA
Para 1 mol de combustível a reação estequiométrica do diesel com oxigênio pode ser
escrita como:
C12H26 + 18,5.O2 → 12.CO2 + 13.H2O . (IV.1)
Se o oxidante for o ar enriquecido com oxigênio puro, o balanço fica:
C12H26 + a.O2 + (18,5 - a).(O2 + 3,76.N2) →
12.CO2 + 13.H2O + (18,5 - a).3,76.N2 , (IV.2)
onde a é número de moles de oxigênio não proveniente do ar oxidante. Se a = 0 o oxidante é
100% ar e se a = 18,5 o oxidante é 100% oxigênio. Para um excesso normalizado genérico de
oxidante tem-se:
C12H26 + b.[a.O2 + (18,5 - a).(O2 + 3,76.N2)] →
12.CO2 + 13.H2O + b.(18,5a).3.76.N2 + 18,5.(b-1).O2 , (VI.3)
onde b é o excesso de ar genérico normalizado. Acrescentando o resíduo aquoso tem-se:
C12H26 + b.[a.O2 + (18,5 - a).(O2 + 3,76.N2)] + c.H2O(RES) →
12.CO2 + 13.H2O + b.(18,5 - a).3,76.N2 + 18,5.(b-1).O2 + c.H2O(RES) , (IV.4)
42
onde c é o número de moles de resíduo aquoso acrescentado. Arranjando a equação IV.4,
obtém-se a forma final do balanço de massa em base molar.
C12H26 + b.18,5.O2 + b.(18,5 - a).3,76.N2 + c.H2O(RES) →
12.CO2 + 13.H2O + b.(18,5 - a).3,76.N2 + 18,5.(b - 1).O2 + c.H2O(RES) , (IV.5)
IV.2 – BALANÇO DE ENERGIA
Conforme já apontado, o processo de combustão foi considerado como sendo a
pressão constante. Assim, a primeira lei da termodinâmica aplicada ao VC de controle
apresentado na Figura IV.1, resulta no seguinte balanço de energia:
paredeRESPR QHHH +∆+= , (IV.6)
onde HR é a entalpia dos reagentes na entrada do VC, HP a entalpia dos produdos de
combustão na saída do VC, ∆HRES a energia transferida para o resíduo e Qparede o calor
transferido à parede da câmara. Considerando que os reagentes entram na câmara a 25 oC e 1
atm, a entalpia dos reagentes pode ser escrita como:
0fi
i
iR h.nH ∑= , (IV.7)
sendo ni e 0fih o número de moles e a entalpia de formação do componente i dos reagentes (i =
C12H26, O2 e N2), respectivamente. Da mesma forma a entalpia dos produtos pode ser escrita
como:
43
jTs250f
j
jR )hh(.nH ∆+=∑ , (IV.8)
onde nj, 0fh e 25∆hTs são o número de mols, a entalpia de formação e a variação de entalpia de
25 oC a até Ts para o composto j dos gases produtos de combustão (j = CO2, H2O, O2 e N2),
respectivamente. A energia transferida ao resíduo corresponde à sua diferença de entalpia
entre a entrada e saída do VC, podendo ser escrita como:
]h)hh.[(nH líquida/O2H0fvapor/O2HTs25
0fRES/O2HRES −∆+=∆ . (IV.9)
As entalpias de formação da água nos estados líquido e vapor estão relacionadas pelo
calor latente de vaporização da água (hL).
Lvapor/O2H0flíquida/O2H
0f hhh −= . (IV.10)
Assim, a energia transferida ao resíduo pode finalmente ser escrita como:
)hh.(nH LTs25RES/O2HRES +∆=∆ . (IV.11)
Substituindo (IV.7), (IV.8) e (IV.11) na equação (IV.6) o balaço de energia fica:
paredeLTs25RES/O2HjTs250f
j
j0fi
i
i Q)hh.(n)hh(.nh.n ++∆+∆+=∑∑ . (IV.12)
44
A relação entre as entalpias de formação dos reagentes e dos produtos de combustão
pode ser substituída pelo poder calorífico do combustível. Como foi considerado que toda
água formada durante a combustão está no estado gasoso, a maneira conveniente de expressar
a relação entre as entalpias de formação é pelo poder calorífico inferior (PCI).
vapor/O2H0fvapor/O2H2CO
0f2CO26H12C
0f26H12C26H12C26H12C h.nh.nh.nPCI.n −−= . (IV.13)
Com a consideração de que o processo de combustão é a pressão constante, a variação
de entalpia ∆h pode ser escrita em termos do calor específico a pressão constante (Cp), sendo
este uma função da temperatura (Cp(T)).
dT.Cp.n)h(Ts
25jjjTs25 ∫=∆ . (IV.14)
Levando em conta as considerações das equações (IV.13) e (IV.14), a equação que
descreve o balanço de energia pode ser escrita como:
paredeL
Ts
25
Ts
25
vapor/O2HRES/O2Hj
jj26H12C26H12C Q)hdt.Cp.(ndT.)Cp.n(PCI.n +++= ∫ ∫∑ (IV.15)
Desta forma, a avaliação do processo de enriquecimento do ponto de vista
termoquímico consiste do acoplamento das equações (IV.15) e (IV.5). O PCI do C12H26 é
10259kcal/kg ou 1744.103cal/mol e o hL da água igual –539kcal/kg ou –9720cal/mol. Os
valores de Cp foram obtidos em Perry e Chilton (1973) e são apresentados na Tabela IV.1.
45
Tabela IV.1 – Valores de Cp segundo Perry e Chilton (1973), utilizados na integração da
equação (IV.15).
Espécie Cp
[cal.mol-1.K-1]
Faixa
[K]
CO2 2T
195500T.00274,034,10 −+
273 -1200
H2Ovapor 2T.00000134,0T0001522,8 ++ 300-2500
O2 2T
187700T.000258,027,8 −+
300-3000
N2 T.001,050,6 + 300-5000
IV.3 – SIMULAÇÃO
Nesta seção são apresentados os resultados das simulações de condições de
enriquecimento em câmaras que inicialmente foram projetadas para operar com ar. Para
avaliar o efeito do enriquecimento no aumento da capacidade de incineração se utilizou como
indicador a taxa de incineração, definida como a razão entra a vazão mássica de resíduo (mres)
e a vazão mássica de combustível (mf).
A quantidade de calor transferido para parede da câmara é o parâmetro que determina
a eficiência desta. Por exemplo, uma câmara com 80% de eficiência significa que 20% da
energia liberada pela oxidação do combustível é transferida para parede da câmara, não
estando disponível para o processo.
46
IV.3.1 – Eficiência da Câmara Constante
Neste caso foi estudado como se comporta a taxa de incineração de uma câmara de
resíduo aquoso, queimando diesel como combustível auxiliar e com eficiência da câmara
constante em 80% para os vários níveis de enriquecimento (% de O2 no oxidante) e excesso
de oxidante normalizado. Como parâmetro fixo de operação estipulou-se como temperatura
na saída da câmara (Ts) 757 oC (valor adotado experimentalmente, conforme descrito na seção
VI.2.2). A Figura IV.2 apresenta o resultado para tal situação.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
2
3
4
5
6
7
8
9
Ta
xa d
e in
cin
era
ção
Excesso de oxidante
b = 1,15
b = 1,25
b = 1,50
b = 2,00
Figura IV.2 – Comportamento da taxa de incineração em função da porcentagem de O2 no
oxidante para diversos valores de excesso de oxidante normalizado (b) e considerando que a
eficiência da câmara é 80%.
47
Nota-se que para qualquer valor de b há um aumento considerável na taxa de
incineração até aproximadamente 50% de O2 no oxidante. As curvas ainda mostram que há
uma maior eficiência para excessos de oxidante mais elevados. Por exemplo: para b = 1,15,
passando de 21% para 100% de O2 presente no oxidante a taxa de incineração aumento 51%.
Já para b = 2,00 a aumento é de 172%. Ambos comportamentos estão atrelados às
combinações de vazão na câmara. A Figura IV.3 apresenta as vazões mássicas total, do
resíduo, do O2 injetado e do ar, para a vazão de combustível de 3,11 g/s (133,55 kW).
As curvas da Figura IV.3 para a vazão de ar na câmara mostram que sua redução com
o enriquecimento é bastante acentuada até aproximadamente 50% de O2 no oxidante. Deste
ponto em diante a redução ocorre de maneira mais branda. Como a vazão total de oxigênio
(O2 do ar + O2 injetado) é constante para cada valor de excesso de oxidante, basicamente o
responsável pelo comportamento de elevado aumento da taxa de incineração até 50% de O2 é
a acentuada redução da quantidade de nitrogênio até esse ponto.
Isso também explica o fato da diferença entre as taxas de incineração para cada valor
de excesso de oxidante irem diminuindo à medida que se aumenta o teor de oxigênio no
oxidante. Para elevados níveis de enriquecimento, onde a diferença entre as vazões de ar para
cada valor de excesso de oxidante é pequena, o que acaba sendo mais importante no valor da
taxa de incineração é o oxigênio excedente injetado na câmara.
O comportamento do aumento da taxa de incineração segue o da temperatura de
chama adiabática apresentado na Figura III.1. Basicamente, essa temperatura indica a
disponibilização de energia devido ao enriquecimento. Se essa energia disponibilizada, ao
invés de aumentar a temperatura dos gases de combustão, for utilizada para aquecer uma
48
massa adicional de resíduo injetado na câmara, obrigatoriamente as curvas de temperatura de
chama adiabática e de aumento da taxa de incineração devem seguir o mesmo padrão. Daí os
comentários no capítulo III sobre a importância do conhecimento dessa temperatura, pois
serve de referência sobre como o enriquecimento atuará no processo em questão.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
30.0
40.0
50.0
60.0
70.0
80.0
90.0
100.0
110.0
Vazã
o to
tal [
g/s
]
Excesso de oxidante
b = 1,15
b = 1,25
b = 1,50
b = 2,00
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
5.0
7.5
10.0
12.5
15.0
17.5
20.0
22.5
25.0
Va
zão
de
re
síd
uo [
g/s
]
Excesso de oxidante
b = 1,15
b = 1,25
b = 1,50
b = 2,00
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.0
2.5
5.0
7.5
10.0
12.5
15.0
17.5
20.0
22.5
Va
zão d
e O
2 inje
tad
o [
g/s
]
Excesso de oxidante
b = 1,15
b = 1,25
b = 1,50
b = 2,00
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Vazão d
e a
r [g
/s]
Excesso de oxidante
b = 1,15
b = 1,25
b = 1,50
b = 2,00
Figura IV.3 - Vazões na câmara em função da porcentagem de O2 no oxidante e do seu
excesso (b), para a vazão de combustível de 3,11 g/s e eficiência de 80% para câmara.
49
Aparentemente, enriquecimentos acima de 50% não seriam recomendáveis,
principalmente para excessos de oxidante mais elevados, pois se gastaria uma grande
quantidade de oxigênio e pouco se conseguiria aumentar a capacidade de incineração em
relação à obtida com os 50% de O2. No entanto, se faz necessário saber como são alterados os
processos físicos desenvolvidos na câmara para que tal observação seja válida, conforme foi
abordado nos experimentos ligados a presente tese.
IV.3.2 – Influência da Eficiência da Câmara
Nesta simulação manteve-se o excesso de oxidante em 15% e para diversos valores de
eficiência da câmara variou-se o nível de enriquecimento. A temperatura na saída da câmara
também foi mantida em 757 oC. A Figura IV.4 mostra a influência da eficiência da câmara na
taxa de incineração. Os resultados mostram que o calor transferido para parede da câmara
afeta acentuadamente o valor da taxa de incineração. No entanto, não altera o comportamento
do seu aumento, ou seja, para qualquer valor de eficiência da câmara a capacidade de aumento
da taxa de incineração pelo enriquecimento do oxidante é a mesma.
A consideração de que a taxa de transferência de calor para parede da câmara
permanece constante durante o enriquecimento facilita a estimativa de como esse processo irá
aumentar a taxa de incineração. No entanto, o enriquecimento com oxigênio irá alterar a
distribuição de temperatura ao longo da câmara, a composição dos gases, a velocidade do
escoamento e o tempo de residência no interior da mesma. Esses parâmetros irão afetar de
uma forma ou de outra as transferência de calor por convecção e radiação. Esse é um dos
tópicos que foram investigado experimentalmente e os resultados e comentários estão
apresentados no capítulo VI.
50
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
Taxa
de
inci
nera
ção
100%
80%
60%
40%
Eficiência da câmara
Figura IV.4 – Comportamento da taxa de incineração em função da porcentagem de O2 no
oxidante para diversos valores de eficiência de câmara e excesso de 15%.
Outro ponto investigado experimentalmente é a eficiência do processo de combustão
quando se enriquece o oxidante e a vazão de resíduo injetado na câmara aumenta. Isto pode
ser identificado pela emissão de CO na saída da câmara. A eficiência de combustão é um
parâmetro importante para o ajuste do excesso de oxidante a ser empregado durante o
enriquecimento, possibilitando otimizar a quantidade de oxigênio puro injetado ao processo e,
consequentemente, seu custo. Conforme apresentado nessa simulação, excessos elevados de
oxidante podem se traduzir em um alto consumo de oxigênio, principalmente para elevados
níveis de enriquecimento.
51
CAPÍTULO V
EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
No presente capítulo é feita a descrição dos equipamentos utilizados para obtenção dos
resultados experimentais, incluindo a montagem central e a instrumentação associada. Alguns
comentários também são feitos sobre os procedimentos experimentais adotados durante os
ensaios. Além disso, também foi incluído neste capítulo a metodologia para o cálculo de
alguns parâmetros de operação baseados nas medidas realizadas experimentalmente.
V.1 – CÂMARA DE COMBUSTÃO
Esse equipamento foi desenvolvido especialmente para a realização da presente tese,
sendo confeccioná-lo um dos objetivos desta. A câmara foi construída nas dependências do
Departamento de Materiais Refratários (DEMAR), da Faculdade de Engenharia Química de
Lorena (FAENQUIL), sendo posteriormente instalada no prédio de ensaios do Laboratório
Associado de Combustão e Propulsão (LCP), do Instituto Nacional de Pesquisas Espaciais
(INPE), em Cachoeira Paulista, SP. A Figura V.1 apresenta uma fotografia da câmara
instalada no prédio de ensaios do LCP/INPE.
A câmara foi construída de forma modular com chapas de aço de carbono revestidas
internamente com uma parede 0,15m de espessura de cimento 50% refratário e 50% isolante
térmico. Para sustentação do cimento na chapa foram soldados vergalhões de aço trefilado de
15cm de comprimento e dobrados em forma de “L”. A câmara é sustentada por quatro vigas
de apoio inclinadas, chumbadas ao solo. O início do primeiro módulo está posicionado a 1,5m
52
do solo, para permitir o acoplamento do queimador à câmara. O topo do último módulo está a
6m de altura.
Figura V.1 – Fotografia da câmara de combustão.
A câmara possui volume interno total de 1000 litros, dispostos em cinco módulos. A
Figura V.2 mostra o seu desenho com as dimensões características dos módulo, além dos
equipamentos acoplados a cada um. As dimensões estão diretamente relacionadas com:
vazões de operação, temperatura dos gases (levando-se em conta o material refratário), tempo
de residência e número de Reynolds do escoamento no seu interior (favorecendo a mistura
combustível/oxidante).
53
Módulo 5
Módulo 4
Módulo 3
Módulo 2
Módulo 1
Figura V.2 - Detalhes e dimensões dos módulos da câmara de combustão (dimensões em cm).
54
O desenho da câmara é típico dos incineradores de injeção de líquido, constituídos por
uma única câmara de combustão, onde o resíduo é nebulizado e degradado termicamente em
suspensão. Para resíduos com poder calorífico inferior abaixo de 2500kcal/kg é necessário
utilizar um combustível auxiliar para manter o processo de combustão em condições estáveis
(Bonner et al., 1981). Como o resíduo utilizado foi integralmente água, os combustíveis
auxiliares escolhidos foram diesel e GLP (Gás Liquefeito de Petróleo).
No módulo cônico inferior foi acoplado um queimador tipo “swirler” com o ângulo
entre as suas pás podendo ser variado. Com isso foi possível ajustar a estrutura da zona de
recirculação formada a jusante do queimador de tal forma que a geometria da chama fosse
adequada para a situação experimental investigada. Na lança central do queimador foi
acoplado o dispositivo para injeção do combustível: um atomizador tipo “Y-jet” para o caso
do diesel e um bico injetor com furo único para o GLP.
A injeção e nebulização do resíduo no interior da câmara também foi feita por um
atomizador do tipo “Y-jet”. A posição deste atomizador foi escolhida de tal forma que o spray
de resíduo formado não incidisse diretamente sobre a chama para não apagá-la. Desta forma,
o resíduo foi injetado a 32cm a jusante do queimador, a 22,8cm do eixo central da câmara,
com uma inclinação de 60o em relação ao plano horizontal.
Deslocado em 180o no plano horizontal da posição de injeção do resíduo, foi previsto
o acoplamento de um queimador piloto para ignição da chama principal. Esse queimador
utiliza GLP como combustível e seu bico injetor também contém furo único, sendo possível
operar tanto com chama pré-misturada como com difusiva.
55
Os detalhes de projeto e construção do “swirler”, dos atomizadores tipo “Y-jet” e dos
bicos injetores de GLP, bem como das linhas de alimentação de cada fluido, são apresentados
ao longo do presente capítulo.
O montagem permitiu que o oxigênio de enriquecimento pudesse ser adicionado na
linha do ar oxidante, instantes antes da passagem pelo “swirler”. Isso garantiu uma mistura
homogênea entre os fluxos. Também foram previstas aberturas ao longo da câmara para
possibilitar a injeção de oxigênio ou outro fluido qualquer, permitindo ensaios em condição
de combustão estagiada.
Três visores de quartzo com diâmetro de 10cm foram instalados a 18, 70 e 105cm
acima do queimador (medidas relativas ao centro do visor). Desta forma, foi possível
visualizar parte da região ocupada pela chama e observar as modificações em sua estrutura
quando algum parâmetro operacional fosse alterado.
Ainda foram instaladas na câmara duas sondas de captação dos gases de combustão
para análise contínua de sua composição. A sonda inferior foi instalada a 122,5cm acima do
queimador, correspondendo ao volume de câmara de 227 litros e a região imediatamente após
a chama. A sonda superior foi posicionada a 30cm abaixo da saída da câmara,
correspondendo ao volume de 994 litros. Detalhes das sondas e da análise dos gases são
apresentados adiante no presente capítulo.
56
V.2 – MEDIDAS DE TEMPERATURA NA CÂMARA
Em seis pontos ao longo da câmara de combustão foram instalados termopares
chromel-alumel tipo “K”, com bitola e 5mm, 40cm de comprimento, isolação mineral, junta
isolada e bainha metálica, suportando a temperatura máxima de 1200 oC. Apenas na região
próxima à chama foram utilizados dois termopares platina 90% - ródio 10% (+)/platina (-),
tipo“S”, bitola 8mm, 40cm de comprimento, isolação mineral, junta isolada e bainha de
cerâmica, suportando a temperatura máxima de 1800 oC. A Tabela V.1 apresenta a posição de
cada termopar em relação à extremidade inferior da câmara. Na Figura V.2 também está
indicada a posição de cada termopar na câmara. É importante ressaltar que a extremidade do
termopar coincidia com o eixo de centro da câmara.
Tabela V.1 – Posição dos termopares em relação à extremidade inferior da câmara.
Número Tipo Posição Volume da câmara [l]
Módulo da câmara
1 S 0,18 m 14,52 primeiro 2 S 0,70 m 128,43 segundo 3 K 1,05 m 227,39 segundo 4 K 1,40 m 326,35 segundo 5 K 1,75 m 425,31 segundo 6 K 2,50 m 637,36 terceiro 7 K 3,00 m 778,73 terceiro 8 K 4,20 m 994,45 quinto
Os sinais dos termopares foram lidos em indicadores digitais de temperatura
instalados em um painel de controle e em um sistema de aquisição de dados HP 6954. Os
indicadores apresentam os valores de temperatura em tempo mais próximo possível do real
(depende da inércia do termopar), o que é necessário para controlar a operação da câmara. Já
o sistema de aquisição de dados fazia uma varredura a cada 20 segundos, ou seja, a cada
57
intervalo de 20 segundos a distribuição de temperatura na câmara era obtida e no final do teste
os resultados eram impressos e armazenados em um arquivo. Adiante é dedicada uma seção
para descrição com maiores detalhes sobre o sistema de aquisição de dados.
V.3 – FLUIDOS DE OPERAÇÃO
Esta seção aborda as informações sobre os fluidos utilizados durante os experimentos,
além das respectivas linhas de alimentação e sistemas de medida de vazão. A Tabela V.2
apresenta cada fluido e sua função no experimento.
Tabela V.2 – Descrição dos fluidos utilizados no experimento.
Fluido Função diesel Combustível auxiliar GLP Combustível auxiliar GLP Combustível para queimador piloto Ar Oxidante Ar Fluido auxiliar para atomização do diesel Ar Fluido auxiliar para atomização do resíduo
Oxigênio Oxidante Oxigênio Fluido auxiliar para atomização do diesel Oxigênio Fluido auxiliar para atomização do resíduo
Água Simulação do resíduo Água Refrigeração das sondas de captação de gases
Amônia Controle da emissão de NOx Nitrogênio Purga na Linha de Amônia
V.3.1 – Linhas de Alimentação
A alimentação de diesel foi feita através da pressurização de seu tanque com
nitrogênio. Esse tanque continha um sistema pescador para captação do mesmo. Já a
alimentação de ar e oxigênio de atomização do combustível foi feita por meio de garrafas com
58
os gases pressurizados, sendo a pressão nas linhas mantida constante para que não houvesse
alteração no tamanho das gotas formadas e consequentemente mudança no comprimento da
chama. A Figura V.3 mostra um diagrama esquemático das linhas de alimentação do diesel, ar
de atomização e oxigênio de atomização.
Para alimentação da câmara com o ar de combustão foram utilizados dois
compressores radiais IBRAM, modelo CR-8, ligados em paralelo. Com tais compressores foi
possível alcançar a vazão máxima de 70g/s de ar, considerando a perda de carga da linha e
dos equipamentos de medida de vazão. O controle da vazão foi feito através da descarga de
parte do ar para atmosfera, sobrecarregando o menos possível os compressores. O diagrama
esquemático da Figura V.3 também apresenta a linha de ar de combustão.
O oxigênio de combustão também foi alimentado por um conjunto de garrafas com o
gás pressurizado e injetado na linha de ar de combustão instante antes da mistura oxidante
entrar no “swirler”. Também foram previstos ensaios onde o oxigênio é injetado ao longo da
câmara, propiciando a combustão em estágios. No entanto, esse processo não altera o
esquema da linha de oxigênio, mudando apenas a posição de sua injeção. A descrição da linha
do oxigênio de combustão também está apresentada na Figura V.3.
A água utilizada nos ensaios para simular o resíduo era proveniente do reservatório do
laboratório. Por gravidade o reservatório abastecia de resíduo um tanque provido de um
sistema pescador. Esse tanque, uma vez pressurizado com ar comprimido, alimentava o
injetor de resíduo. Um esquema da linha de injeção de resíduo é apresentado na Figura V.4.
59
Figura V.3 – Diagrama esquemático das linhas de alimentação do combustível (diesel), ar de
atomização do combustível, oxigênio de atomização do combustível, ar de combustão e
oxigênio de combustão.
Como para os fluidos de atomização do combustível, o ar e o oxigênio de atomização
do resíduo também foram alimentados por garrafas com o gás pressurizado. A Figura V.4
também apresenta as linhas dos fluidos de atomização do resíduo.
Em alguns ensaios, amônia (NH3) foi utilizada para conter a emissão do NOx
eliminado da câmara. O seu efeito sobre a redução do NO em N2 é discutido adiante ainda
nesse capítulo. Utilizou-se amônia na forma gasosa e sua alimentação foi feita por uma
garrafa com gás pressurizado. Devido à grande toxidade da amônia foi previsto um sistema de
60
purga com nitrogênio, para eliminar a amônia residual da linha ou para avaliar possíveis
vazamentos. A Figura V.4 também detalha o dispositivo para injetar amônia na câmara de
combustão.
Figura V.4 – Diagrama esquemático das linhas de alimentação do resíduo (água), ar de
atomização do resíduo, oxigênio de atomização do resíduo, amônia e queimador piloto.
Para ignição da chama do combustível auxiliar, seja ele diesel ou GLP, foi utilizado
um queimador piloto acoplado à câmara de combustão conforme apresentado na Figura V.2.
O combustível utilizado para esse queimador foi GLP, alimentado por cinco botijões de 45kg
61
ligados em paralelo. O queimador era aceso fora da câmara e, em seguida, acoplado à mesma.
Para que a chama se sustentasse no momento do acoplamento e dentro da câmara sem que a
injeção de ar de combustão fosse acionada, uma pré-mistura do GLP com ar foi prevista. Essa
pré-mistura era realizada instantes antes que os fluidos entrassem no queimador piloto. O ar
foi alimentado por um compressor alternativo a pistão de único estágio. A Figura V.4 também
apresenta o esquema das linhas dos fluidos do queimador piloto.
Além do diesel também foi prevista a utilização de GLP como combustível auxiliar de
incineração. Para isso foi prevista uma linha de GLP independente da do queimador piloto,
alimentada por 3 botijões de 90 kg. A Figura V.5 mostra o esquema dessa linha.
As sondas utilizadas para captação dos gases no interior da câmara de combustão
necessitaram de refrigeração em função da elevada temperatura dos gases. Além do fator da
resistência térmica do material, a refrigeração é necessária para “congelar” as reações
químicas, caso contrário a análise dos gases pode não ser representativa. Esse assunto é
discutido com mais detalhes na seção referente à análise de gases. Desta forma, foi previsto
um sistema de refrigeração em circuito fechado onde os gases quentes que adentram às sondas
trocam calor com um fluxo de água em contra corrente. Por sua vez, a água é refrigerada por
uma torre de resfriamento e, em seguida, novamente bombeada para as sondas. A Figura V.5
também apresenta um diagrama esquemático do sistema de refrigeração das sondas.
62
Figura V.5 – Diagrama esquemático das linhas de alimentação do GLP (combustível auxiliar)
e do sistema de refrigeração com água das sondas de captação dos gases.
V.3.2 – Medidas de Vazão
As vazões de diesel, resíduo, ar de atomização do combustível, oxigênio de
atomização do combustível, ar de atomização do resíduo, oxigênio de atomização do resíduo,
oxigênio de combustão (duas faixas de vazão) e amônia foram medidas por meio de
rotâmetros da marca OMEL, condizentes com a faixa de vazão de cada fluido. Um esquema
da distribuição dos rotâmetros nas linhas dos fluidos pode ser observado nas figuras da
subseção anterior. Para linha de ar de combustão, além de rotâmetros (duas faixas de vazão)
63
foram instalados medidores de vazão tipo turbina. Os rotâmetros facilitam os ajustes do fluxo
durante a operação, mas para a faixa de vazões do ar de combustão não apresentam boa
precisão. Desta forma, os rotâmetros foram utilizados como referência, mas os valores das
vazões do ar de combustão foram obtidas por uma turbina, para vazões acima de 20 m3/h, e
por um sistema de placa de orifício, para vazões abaixo do valor citado.
Apesar dos rotâmetros estarem esquematicamente distribuídos nas linhas, fisicamente
eles estão reunidos em um painel onde foi feito o controle operacional da câmara. A Figura
V.6 apresenta uma fotografia do painel.
Figura V.6 – Painel de controle de operação da câmara.
64
O estabelecimento correto da porcentagem de oxigênio no oxidante e sua vazão são de
fundamental importância para comparação dos resultados obtidos nesse trabalho. Desta
forma, destinou-se especial atenção para alguns equipamentos de maior relevância envolvidos
nessa determinação desse valores.
A calibração do rotâmetro de diesel foi feita medindo-se o tempo necessário para se
preencher 500ml de uma proveta de volume total de 1500ml, em uma dada condição de
abertura da válvula de controle de fluxo do rotâmetro. Foram utilizadas para as medidas as
marcações centrais da proveta, ou seja, entre 500 e 1000ml, diminuindo os erros envolvidos
com a descarga inicial do líquido. A vazão volumétrica foi obtida dividindo-se o volume de
500 ml pelo tempo obtido, sendo esta uma média de pelo menos 20 medidas feitas. Para
obtenção da vazão mássica multiplicou-se a vazão volumétrica pela massa específica do
diesel, 0,864 kg/l, obtida pelos dados da pesagem de um determinado volume de diesel (em
geral, a literatura aponta como densidade média do diesel 0,860 kg/l).
A Figura V.7 apresenta a curva que relaciona a escala do rotâmetro com a vazão
mássica obtida. Para determinação desta curva utilizou-se o programa computacional
“Grapher Version 1.00 – Golden Software” e o polinômio que a representa é dado por:
2x.0150476,0x.572324,0799599,0y ++−= , (V.1)
onde y representa a vazão mássica de diesel e x a escala de leitura do rotâmetro.
65
2 3 4 5 6 7 8 9 10
Escala do rotâmetro
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
Vazã
o m
áss
ica
[g/s
]
Figura V.7 - Curva de calibração do rotâmetro de diesel.
Conforme já citado, durante os ensaios utilizou-se o medidor de vazão tipo turbina
para obter as vazões do ar de combustão acima de 20 m3/h (limite do equipamento). Segundo
o fabricante, a calibração deste equipamento é feita para temperatura de 22 oC e pressão de 1
atm manométrica. Como as condições de operação são diferentes da de calibração, houve a
necessidade de se realizar uma nova avaliação.
O medidor tipo turbina foi montado em série com um sistema de placa de orifício, que
foi considerado como instrumento de medida padrão. A montagem usada na calibração está
representada na Figura V.8. A formulação para projeto e cálculo de vazão usada para
dispositivos tipo placa de orifício é bem conhecida e pode ser encontrada na ABNT (NBR
ISO 05167)(1994), bem como em manuais de medição de vazão como o de Delmée (1989).
Em geral, os textos apresentam coeficientes de descarga para situações onde o diâmetro da
66
tubulação é superior a 2 in, ou para tubos de pequenos diâmetros (diâmetro inferior a 40 mm).
A placa utilizada nesta calibração é do tipo “radius taps”, conforme denominação da literatura
inglesa, sendo a tomada de alta pressão feita 1D antes da placa e a de baixa pressão a 1/2D
depois da placa, sendo D o diâmetro da tubulação, que para o presente caso é de 44mm,
estando em uma condição intermediária fora de padrão. No entanto, Ferreira (1997) comparou
as medidas feitas nessa mesma placa, utilizando para o cálculo da vazão a formulação para
tubulação de diâmetro superior a 2in, com as medidas feitas em uma placa de tubulação de
35mm, com as tomadas de pressão nos flanges e utilizando a formulação para tubos de
pequenos diâmetros. Os resultados apontaram que não há necessidade de correção da placa de
tubulação fora de padrão, visto a concordância dos resultados.
Figura V.8 - A montagem usada na calibração do medidor turbina.
Foram utilizadas placas com os diâmetros de 13,45mm, 17,76mm, 22,25mm, 26,63
mm e 30,03mm, conforme a faixa de vazão ensaiada. O medidor turbina apresenta o resultado
em vazão volumétrica (m3/h), que é convertida para vazão mássica multiplicando-a pela
67
massa específica calculada, levando-se em conta a pressão e a temperatura medidas antes da
turbina. A Figura V.9 compara as vazões mássicas obtidas pela turbina e pela placa de
orifício. Os resultados apontam que a vazão medida pela turbina teve sempre valor maior do
que a medida pela placa, sendo a diferença média em torno de 5%.
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Vazão mássica obtida pela turbina [g/s]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
Vazã
o m
áss
ica o
btid
a p
ela
pla
ca [
g/s
]
Relação entre as vazões medidas pela placa e pela turbina
Curva polinomial ajustada aos resultados do ensaio
Represntação da situação onde as vazões medidas na turbina na placa são iguais
Figura V.9 – Comparação entre as vazões mássicas de ar obtidas pelo medidor turbina e pela
placa de orifício.
Para ajustar os valores obtidos pela turbina em relação à placa de orifício, utilizou-se
uma curva polinomial do segundo grau, também através do programa computacional
“Grapher Version 1.00 – Golden Software”, dada por:
68
2x.000562.0x.883818,0609578,0y ++= , (V.2)
onde y é a vazão mássica corrigida e x a vazão mássica obtida em função dos dados da
turbina. Aplicando-se essa correção aos dados da Figura V.9 percebe-se que há uma
concordância bastante razoável entre os valores corrigidos e os obtidos pela placa, sendo a
diferença média em torno de 0,5%, conforme apresenta a Figura V.10.
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Vazão mássica obtida pela turbina corrigida [g/s]
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Va
zão
má
sica
ob
tida
pela
pla
ca [
g/s
]
Figura V.10 – Comparação das vazões mássicas de ar obtidas pelo medidor turbina e
corrigidas aplicando-se a equação (V.2), com as obtidas pela placa de orifício.
Para as vazões de ar de combustão inferiores a 20m3/h (cerca de 7g/s), utilizou-se
diretamente a placa de orifício, visto que tal valor é o limite inferior da faixa de uso do
medidor tipo turbina. Para as vazões superiores a esse valor, preferiu-se utilizar o medidor
turbina em função de uma maior facilidade para o ajuste da vazão desejada em relação a placa
69
de orifício. Não se realizou o mesmo procedimento do medidor turbina para os rotâmetros do
ar de combustão pelo fato dos mesmos serem utilizados somente para o ajuste grosseiro da
vazão e não para realização das medidas.
A verificação da calibração do rotâmetro de oxigênio também foi feita com a placa de
orifício utilizada na calibração do medidor tipo turbina, evidentemente alterando as
propriedades do ar para as do oxigênio na formulação envolvida. A montagem para
verificação foi semelhante à da Figura V.8. No lugar do medidor tipo turbina, foi colocado em
série com o dispositivo da placa de orifício o rotâmetro e seus periféricos (válvula anterior ao
rotâmetro, manômetro e válvula posterior ao manômetro). Durante o ensaio manteve-se no
fluxo do rotâmetro a pressão de calibração (1 atm manométrica), através de ajustes nas
válvulas anterior e posterior ao mesmo. Desta forma, não ocorreu a necessidade de correção
da vazão de oxigênio por estar operando fora das condições de calibração do rotâmetro. A
Figura V.11 apresenta a comparação entre as vazões medidas pelo rotâmetro e pela placa. Os
resultados apontam uma boa concordância entre os dois instrumentos de medida.
70
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Vazão mássica obtida pela placa [g/s]
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Va
zão
máss
ica
obtid
a p
elo
ro
tâm
etr
o [g/s
]
Relação entre as vazões medidas no rotâmetro e na placa
Representação da situação onde as vazões medidas no rotâmetro e na placa são iguais
Figura V.11 - Comparação entre as vazões mássicas de oxigênio obtidas pelo rotâmetro e pela
placa de orifício.
A vazão do GLP utilizado como combustível auxiliar foi medida por uma placa de
orifício do tipo “tubulação com pequenos diâmetros” (entre 13mm e 40mm). A diferença de
pressão devido à presença da placa é obtida em tomadas de pressão nos próprios flanges,
feitas em ranhuras anelares. Na presente aplicação, os diâmetros utilizados para a placa e para
a tubulação foram 5,70mm e 19,30mm, respectivamente. O cálculo da vazão seguiu
rigorosamente o equacionamento recomendado por Delmée (1989) para esse tipo de
dispositivo.
Em trabalhos anteriores, como os de Momma (1993), Muniz (1993), Ferreira (1997) e
Martins (1998), placas de orifício com pequeno diâmetro de tubulação e o equacionamento de
71
Delmée foi utilizado com sucesso para obtenção da vazão de GLP. Desta forma, não foi
realizado nenhum procedimento especial para calibração da placa. No entanto, uma
verificação experimental foi realizada para assegurar a confiabilidade das medidas. Na câmara
de combustão descrita anteriormente foram queimados 2,86g/s de GLP com 49,37g/s de ar,
valores de vazão obtidos pela placa de orifício e pelo medidor turbina, respectivamente. A
análise dos gases na saída da câmara foi comparada com os valores calculados através do
balanço de massa da reação de combustão para essas vazões de combustível e oxidante. A
Tabela V.3 mostra a comparação.
Tabela V.3 – Comparação entre a análise de gases na saída da câmara com o balanço de
massa para avaliar a placa de orifício utilizada na medida da vazão de GLP.
%O2 %CO2 %CO
Balanço de massa 2,82 12,53 0
Medidas 2,85 ± 0,05 12,57 ± 0,11 < 0,02
Como a presença de CO nos produtos de combustão foi muito baixa (< 0,02%, menor
que a sensibilidade do analisador), a comparação entre os resultados pôde ser realizada. Os
valores medidos e calculados para as porcentagens de O2 e CO2 concordam muito bem.
Admitindo que a vazão de ar está correta, devido ao medidor turbina ter sido previamente
calibrado, pode-se admitir que a medida de vazão para o GLP obtida pela placa de pequeno
diâmetro também apresenta valor coerente. Os resultados apresentados na Tabela V.3 são para
análise em base seca. Na seção seguinte deste capítulo é descrito como foi realizada a análise
dos gases de combustão durante os experimentos.
72
V.3.3 – Combustíveis
Conforme já amplamente anunciado nessa seção, os combustíveis utilizados para os
experimentos foram o diesel e o GLP. Com isso foi possível diferenciar as consequências da
natureza de cada combustível, líquido ou gasoso, no enriquecimento da incineração de
resíduos aquosos. A composição do diesel foi adotada como sendo C12H26. A Tabela V.4
apresenta algumas de suas características, segundo Borman e Ragland (1998).
Tabela V.4 – Características do diesel.
Peso molecular 170,33 kg/kmol Gravidade específica
(a 20 oC) 0,86 kg/l
Calor latente de vaporização 244 kJ/kg Poder calorífico superior 47838 kJ/kg Poder calorífico inferior 44574 kJ/kg
Viscosidade (a 15oC)
2,4.10-3 N.s/m2
O GLP é uma mistura de hidrocarbonetos, basicamente compostos com C3 e C4. A
Tabela V.5 mostra os resultados da análise química do GLP apresentada por Ferreira (1997).
Sendo o GLP uma mistura de hidrocarbonetos pode-se, para efeito de balanço de massa,
considerá-lo como um composto de fórmula molecular média CpHq. Para o caso da
composição adotada, a fórmula molecular média fica igual a C3,425H7,824 e o peso molecular
médio igual a 49,02 g/mol. Os poderes caloríficos superior (PCS) e inferior (PCI) são
apresentados na Tabela V.6 (valores médios, segundo o Instituto Brasileiro do Petróleo,
1986).
73
Tabela V.5 – Composição do GLP (apresentada em Ferreira, 1997).
Componente Composição % em massa real
% em massa adotada
Massa molecular
% molar adotada
Metano CH4 0,25 0,25 16,04 0,77 Propino C3H5 4,06 4,09 40,06 5,00 Propeno C3H6 26,65 26,82 42,08 31,25 Propano C3H8 23,29 23,44 44,10 26,06 1-Buteno C4H8 0,01 0,01 56,11 0,01 Isobuteno C4H8 2,57 2,59 56,11 2,26
cis 2-Buteno C4H8 8,82 8,88 56,11 7,76 Isobutano C4H10 14,03 14,12 58,12 11,91 n-Butano C4H10 9,33 9,39 58,12 7,92
Isopentano C5H12 10,10 10,17 72,15 6,91 n-Pentano C5H12 0,24 0,24 72,15 0,16
Não identificados
------- 0,65 0,00 0,00 -------
Tabela V.6 – Poder calorífico do GLP (Instituto Brasileiro do Petróleo, 1989).
PCS kcal/nm3
PCI kcal/nm3
PCS kcal/kg
PCI kcal/kg
27725 25282 12075 11025
V.4 – ANÁLISE DE GASES
A composição dos gases de saída é de especial interesse para avaliar as alterações no
processo de combustão durante o enriquecimento da incineração e verificar a emissão de
poluentes. Nos experimentos foram realizadas análises contínuas de O2, CO2, CO e NOx.
Os gases de combustão foram captados por sucção em dois pontos da câmara, a 122,5
cm a jusante do queimador e a 30cm antes da saída da câmara, correspondendo aos volumes
de câmara de 227 e 994 litros, respectivamente. As sondas de captação foram construídas em
74
aço inoxidável, sendo o tubo de passagem dos gases com ¼ de polegada de diâmetro nominal.
As sondas foram posicionadas horizontalmente na câmara, conforme apresentado
anteriormente na Figura V.2. No entanto, as extremidades internas à câmara eram dobradas
em “L” de tal forma que abertura do tubo de passagem dos gases ficasse posicionada
verticalmente, na direção do escoamento e no eixo de centro da câmara.
Os gases eram resfriados ainda nas sondas trocando calor em contra corrente com a
água fria que escoava através de uma jaqueta externa também construída em aço inoxidável.
Os gases deixavam a sonda com a temperatura por volta de 60oC. Na subseção V.3.1 a Figura
V.5 apresenta o diagrama da linha da água de refrigeração das sondas. A Figura V.12 mostra
um esquema e uma fotografia das sondas utilizadas.
Figura V.12 – Esquema e fotografia das sondas utilizadas para captação dos gases de
combustão.
75
A refrigeração da sonda não é somente importante para a resistência térmica do
material de sua confecção, mas também para estancar as reações químicas no seu interior.
Caso contrário, dependendo da temperatura, reações químicas ainda podem se desenvolver ao
longo da linha de amostragem de gases e os valores da análise podem não ser mais
representativos. Desta forma, as reações devem ser interrompidas o mais próximo possível do
ponto de amostragem. Chedaille e Braud (1972) sugerem que a 300oC praticamente todas
reações de combustão são interrompidas.
A sucção dos gases foi feita por uma bomba de vácuo do tipo diafragma, sendo a linha
de condução do gases também de aço inoxidável com ¼ de polegada. As linhas provenientes
das sondas se conectavam a uma válvula 3 vias que controlava a passagem de apenas um dos
fluxos. Antes de entrarem no sistema de tratamento da amostra, os gases passavam por um
dispositivo do tipo ciclone com volume aproximado de 2 litros, onde grande parte do
condensado era retido. Esse dispositivo teve que ser acoplado ao sistema devido à grande
quantidade de água presente nos gases de saída da câmara, em função da injeção de água
como simulador do resíduo.
Os gases eram resfriados por meio de duas serpentinas imersas em banho de água
gelada a 3 oC. Os condensados e particulados maiores que 25µm ficavam retidos em três
filtros montados em série. Dois deles estavam situados na região de sucção, antes e depois do
primeiro resfriamento; o último filtro encontrava-se na região de pressão positiva da linha, na
sequência do segundo circuito de refrigeração. Em seguida o escoamento de gases era
dividido em três destinos diferentes: 2 l/min eram desviados para o analisador de NOx, 1 l/min
era desviado para os demais analisadores e o restante do escoamento era descarregado para
atmosfera. O escoamento máximo total de gases era cerca de 8 l/min, obtido no início da
76
análise quando a perda de carga nos filtros era a menor possível. Os escoamentos que se
encaminhavam para os analisadores eram forçados através de filtros de membrana Millipore
de fibra de vidro, que retinham os particulados mais finos. Finalmente os escoamentos eram
conduzidos aos analisadores onde as medidas eram feitas em base seca. A Figura V.13
apresenta o esquema da linha de amostragem dos gases.
Figura V.13 – Esquema da linha de amostragem de gases.
Para a análise de CO e CO2 foram utilizados analisadores tipo infravermelho, para O2
o tipo termomagnético e para o NOx o tipo quimiluminescente, que também permite analisar
somente NO. Os analisadores de CO, CO2 e O2 puderam ser acoplados em série por não
77
alterarem a composição química da amostra. Já o analisador quimiluminescente de NOx
necessita que o NO presente na amostra reaja com o ozônio (O3) para formar NO2 e O2. Desta
forma, foi prevista uma linha separada para o analisador de NOx. O próprio analisador possui
um sistema de geração de ozônio a partir do oxigênio alimentado por uma garrafa com o gás
pressurizado. A Tabela V.7 mostra as principais características de cada analisador e a faixa de
medição utilizada durante os ensaios.
Tabela V.7 – Características principais dos analisadores de gases.
Gás Fabricante Modelo Sensor Precisão Faixa de medição
Gás de calibração
do zero
Gás de calibração do
fundo de escala
Vazão da amostra
CO Rosemount 880A infravermelho 1% do fundo de escala
0 a 2% em volume
N2 mistura com 1,89% de CO
1 l/min
CO2 Rosemount 880A infravermelho 0,5% do fundo de escala
0 a 20% em volume
N2 mistura com 18% de CO2
1 l/min
O2 Junkalor Permolyt 2 termomagnético 1% do fundo de escala
0 a 23% em volume
N2 mistura com 19,8 ou 20% de O2
1 l/min
NOx Rosemount 951A quimiluminescente 0,5% do fundo de escala
0 a 100 ppm
0 a 1000 ppm
0 a 2500 ppm
0 a 10000 ppm
N2 mistura com 90 ppm de NO
mistura com 900
ppm de NO
mistura com 2500 ppm de NO
mistura com
10000 ppm de NO
2 l/min
Além de mostradores, os analisadores possuem saídas em tensão que são ligadas ao
sistema de aquisição de dados (descrito na seção seguinte). Durante o processo de calibração
as indicações do mostrador foram ajustadas para os valores da concentração dos gases de
calibração de zero (N2) e de fundo de escala, através dos potenciômetros correspondentes.
Assim, a resposta em tensão elétrica para esses valores era utilizada para determinar uma
equação linear que associava o sinal de tensão com a concentração do gás no sistema de
aquisição de dados.
78
A análise do oxigênio na saída da câmara foi de fundamental importância para o
presente trabalho, pois foi com ela que se verificou se a porcentagem de O2 e o excesso de
oxidante calculados a partir das vazões medidas estão corretos. Por essa razão e pelo fato do
analisador de O2 já ter sido amplamente utilizado em pesquisas anteriores, foi feita uma
verificação em sua leitura para gases com diversas concentrações de O2 conhecidas.
Inicialmente a calibração do zero foi feita com nitrogênio (0% de O2) e do fundo de escala
com um gás padrão de 19,8% de O2. A Figura V.14 apresenta o resultado dessa comparação.
Percebe-se que há uma boa concordância entre as medidas feitas pelo analisador e a
porcentagem de O2 no gás. Desta forma, não houve necessidade de se corrigir as leituras do
analisador de O2.
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Leitura do analisador - %O2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Porc
enta
ge
m d
e O
2 n
o g
ás
Relação entre a porcentagem de O2 no gás padrão e a leitura do analisador
Representação onde a porcentagem de O2 no gás é igual a leitura do analisador
Figura V.14 – Comparação entre a leitura do analisador e a porcentagem de O2 nos gases.
79
V.5 – SISTEMA DE AQUISIÇÃO DE DADOS
Os sinais dos termopares e dos analisadores de gases foram digitalizados e arquivados
em um sistema de coleta de dados marca Hewlett-Packard, série 6900. O sistema fazia 3
varreduras por minuto, sendo o resultado para cada medida na varredura uma média de 10
leituras realizadas em sequência. No final de cada minuto o sistema calcula a média das três
varreduras e o resultado é impresso em papel e armazenado em arquivo. Na verdade, para
cada valor associado a um dado minuto de teste está por trás uma média de 30 leituras, 10 por
varredura. No final do ensaio todos os dados são arquivados no computador central do
sistema de aquisição e na sequência são transmitidos, via interface GPIB, para um
computador pessoal padrão IBM-PC para análise dos dados adquiridos. A Figura V.15 mostra
o arranjo do sistema de aquisição de dados.
Os resultados apresentados na presente tese foram obtidos na condição mais próxima
possível do regime estacionário. O tempo de aquisição de dados em cada condição nunca foi
inferior a 20 minutos. Consequentemente, cada valor de temperatura ou de análise de gás
apresentado é pelo menos uma média de 600 leituras feitas durante o experimento, o que
estatisticamente representa uma amostragem significativa.
O sistema de aquisição de dados, juntamente com o dispositivo para tratamento da
amostra dos gases de combustão e os analisadores de gases foram dispostos em uma sala
anexa ao experimento, em função da maior fragilidade desses equipamentos. A Figura V.16
apresenta uma fotografia da sala de instrumentação.
80
Figura V.15 – Esquema do sistema de aquisição de dados.
Figura V.16 – Fotografia da sala de instrumentação.
81
V.6 – ANCORADOR DE CHAMA TIPO SWIRLER
Tal como apresentado por Claypole e Syred (1982), a zona de recirculação a jusante
do queimador influencia fortemente o processo de queima e, consequentemente, também vai
influenciar a emissão de poluentes. No projeto de câmaras de combustão é de caráter
fundamental o dimensionamento correto do distribuidor de ar e do sistema de retenção da
chama pois, como consequência disso, tem-se uma otimização do consumo de combustível,
uma minimização da produção de CO e NOx e controle da dinâmica e das dimensões da
chama (Kuo, 1986).
Para assegurar o ancoramento da chama nas proximidades do bico queimador são
utilizados dois tipos de retentores de chama: corpos rombudos e geradores vorticais
(“swirlers”). A retenção de chama por corpos rombudos é conseguida, geralmente, de maneira
empírica, por não existir uma teoria abrangente disponível para ser utilizada em projetos. Já
os “swirlers” podem ser efetivamente dimensionados pelo emprego de expressões
matemáticas, sendo bastante atrativos para investigações experimentais.
Com intuito de contribuir com as pesquisas que visam compreender, capacitar e
modelar aerodinamicamente os processos de combustão que utilizam escoamentos rotativos
para ancoramento de chama, Muniz (1993) investigou um retentor de chama do tipo
vortical/axial com pás de ângulo variável. Para isto construiu um distribuidor de ar de
combustão, Figura V.17, que consiste de em uma câmara de aço 1020 com 310mm de
diâmetro interno e 248mm de comprimento, de um duto de saída em ferro galvanizado com
158mm de diâmetro interno e 210mm de comprimento onde se encontra instalado o “swirler”
e de uma lança central também em ferro galvanizado com 42mm de diâmetro externo e
82
538mm de comprimento, onde é acoplado o injetor de combustível. A câmara admite o ar de
combustão e o força a entrar radialmente, por meio de um conjunto de placas fixas, no duto de
saída que o conduz axialmente para o “swirler”. Este é constituído por um conjunto de 8 pás
confeccionadas em aço inox 340 e 2mm de espessura e foi instalado de modo a permitir a
variação do ângulo entres as pás.
Figura V.17- Esquema do distribuidor de ar de combustão com um sistema retentor de chama
do tipo vortical/axial com o ângulo entre as pás variável, desenvolvido no trabalho realizado
por Muniz (1993).
A presente investigação utilizou tal retentor de chama, mediante a sugestão e
autorização dos Drs. Heraldo da Silva Couto e Demétrio Bastos Netto, orientadores da
dissertação de mestrado realizada por Muniz (1993). Assim, foi possível alterar a estrutura da
chama sem modificação nas vazões de oxidante e combustível, apenas alterando o ângulo
entre as pás do “swirler”. A Figura V.18 apresenta uma fotografia do ancorador tipo “swirler”.
83
Figura V.18 - Fotografia do ancorador tipo “swirler” com ângulo entre as pás variável.
A relação adimensional que caracteriza a intensidade do “swirler”, utilizada aqui para
quantificar a intensidade da zona de recirculação, é dada pelo número de “swirl” S’, que
corresponde a razão entre a componente axial do fluxo da quantidade de movimento angular e
a componente axial do fluxo da quantidade de movimento linear. O modelo utilizado para
cálculo do número de “swirl” é basicamente o apresentado por Wall (1987), com as
considerações de coeficiente de bloqueio feitas em Muniz (1993) e em Couto et al. (1995). A
Figura V.19 apresenta o esquema genérico de um swirler axial e os raios característicos.
Figura V.19 - Esquema genérico de um “swirler” axial.
84
O número de “swirl” pode ser definido baseando-se na distribuição de velocidade no
próprio “swirler” (Wall, 1987), que, para o caso onde apenas o escoamento secundário
externo passa pelo “swirler” (ar de combustão), pode ser escrito como (Couto et al., 1995):
( )Mr1
'S'S s
+= , (V.3)
onde Ss’ é o número de “swirl” do escoamento secundário e Mr a razão entre as componentes
axiais dos fluxos da quantidade de movimento linear dos escoamentos primário interno
(combustível) e secundário externo (ar de combustão). Ss’ e Mr podem ser calculados como:
( ) 'G.RR
G'S
xH3S
−=
φ , (V.4)
2I
2H
23.P
2S
2
R
)RR.()/m.()m/(Mr
−ρρ= , (V.5)
sendo ρ a massa específica, m a vazão mássica, RI o raio do orifício do injetor de combustível
e os subscritos p e s são referentes aos escoamentos primário e secundário, respectivamente.
A razão entre as componentes axiais do fluxo da quantidade de movimento angular e fluxo da
quantidade de movimento linear é dada por:
( )
)RR.(3
)RR).((gtan.CB.2
'G
G2H
23
3H
3s
x −
−α=
φ , (V.6)
85
onde α é ângulo entre pás do “swirler” e CB é o coeficiente de bloqueio devido a espessura
finita das pás direcionais. O cálculo do coeficiente de bloqueio foi feito seguindo a
metodologia apresentada por Couto et al. (1995), que considera a situação de pás direcionais
com espessura finita e a influência do número de Reynolds como pequena. Assim, o
coeficiente de bloqueio depende apenas das dimensões geométricas das pás direcionais na
seção reta perpendicular ao eixo do duto, sendo verificado que:
)1(
1CB
σ−= , (V.7)
onde σ o fator de bloqueio dado por:
( )( )Sa3
efS
AA
AA
−
−=σ , (V.8)
sendo: A3a a área anular entre o “swirler” e a parede do tubo, As a área da coroa circular do
swirler e Aef a área efetiva de escoamento no próprio “swirler”, que é determinada
geometricamente por:
( )( ) α−−= cos.T2K.RR.2A HSef , (V.9)
onde K é dado por:
( ) ( ) ( )[ ]Z/tan.RZ/sin.R.Z.2/cosK Hs π+ππ= , (V.10)
86
sendo Z o número de pás do swirler e T a espessura das mesmas. As dimensões geométricas
do swirler são: R3 = 79mm, RS = 79mm, RH = 21mm, RI = 0,875mm para o diesel, ou RI = 2,0
mm para o GLP, α = 0 – 70o, Z = 8 e T = 2mm. Como para o queimador utilizado RS = R3, os
ensaios foram realizados na condição de máximo bloqueio para um determinado ângulo de
inclinação α.
V.7 – INJETORES DE GLP
O GLP foi utilizado como combustível para o queimador piloto e como combustível
auxiliar de operação da câmara. Para ambas aplicações foram construídos injetores em aço
inoxidável. No caso do queimador piloto, cuja a Figura V.2 mostra sua posição na câmara, o
GLP era pré-misturado com ar instantes antes de entrar no queimador. A mistura era forçada
sobre um bico injetor com furo único de 3,3mm. A velocidade da mistura na saída do bico era
tal que não permitia a ocorrência de “flash back”, ou seja, velocidade da chama maior que a
do escoamento resultando na propagação dessa para o interior do injetor. A Figura V.20
mostra o esquema do queimador piloto.
Figura V.20 – Esquema do queimador piloto (dimensões em mm).
87
O queimador de combustível auxiliar consiste de um tubo de 12mm de diâmetro
externo e 658mm de comprimento, onde na extremidade é acoplado um bico injetor de furo
único com 4mm de diâmetro. Tal queimador foi utilizado anteriormente por Muniz (1993),
acoplado ao ancorador de chama tipo “swirler”. A Figura V.21 mostra um do queimador e a
Figura V.22 uma chama não confinada obtida na queima do GLP com ar (mGLP = 2,90g/s, mar
= 51,00g/s e α = 40º)
Figura V.21 – Esquema do queimador de GLP (dimensões em mm).
Figura V.22 – Fotografia de uma chama de GLP com ar não confinada.
88
V.8 – ATOMIZADORES DE LÍQUIDO
A queima de combustíveis líquidos se processa nos seguintes estágios sucessivos
(Russomano (1987)): 1) atomização, onde o combustível é desagregado, por processos
mecânicos, em pequenas gotículas; 2) vaporização, onde o combustível atomizado passa para
a fase gasosa, através do calor conduzido da chama para as gotas; 3) mistura, onde o
combustível, na fase gasosa, é misturado com o comburente, constituindo a mistura
inflamável; 4) combustão, na qual a mistura inflamável queima produzindo reações
exotérmicas. Desses estágios, o mais crítico e importante é a atomização, que visa o aumento
da superfície específica do combustível facilitando sua vaporização, condição indispensável à
sua íntima mistura com o comburente. É considerado, como eficiente, uma atomização que
pulverize 1cm3 de combustível em cerca de 10.000.000 gotículas (diâmetro médio de 60µm),
aumentando a superfície específica em mais de 200 vezes. Nesta seção é apresentado o
esquema de funcionamento e a metodologia que se empregou para projetar e construir os
injetores de combustível e resíduo e a avaliação experimental do diâmetro médio das gotas
obtidas pelos sprays.
V.8.1 – Atomizador Tipo Y
O presente trabalho utilizou atomizadores do tipo Y para nebulização tanto do
combustível líquido como do resíduo. Esse tipo de injetor funciona sob o princípio de se
imprimir uma alta velocidade no fluido auxiliar de atomização sobre o fluido a ser atomizado,
que possui baixa velocidade (Lefebvre, 1980). A Figura V.23 mostra um esquema desse tipo
de atomizador e suas principais dimensões.
89
Figura V.23 – Esquema de um injetor tipo Y e suas principais dimensões.
É relevante mencionar que o uso deste tipo de atomizador no presente trabalho deve-se
à suas características de promover um fino spray (resultando em um baixo tempo de
evaporação das gotas), mesmo em condições que não a de projeto. Além disso, é de fácil
construção, requer baixa pressão para o líquido e permite variar o tamanho das gotas do spray
sem alterar a vazão de combustível, somente variando a vazão do fluido auxiliar. Esta última
característica foi de fundamental importância nos experimentos para avaliar a influência da
qualidade da mistura entre os reagentes na emissão de poluentes, sobretudo NOx.
Os parâmetros geométricos dos atomizadores foram obtidos baseados na investigação
experimental realizada por Mullinger e Chigier (1974). Entre outras coisas, eles determinaram
90
as condições geométricas necessárias para uma pulverização adequada nos injetores tipo Y.
Essas recomendações estão organizadas na Tabela V.8.
Tabela V.8 – Recomendações para projeto das dimensões de atomizadores tipo Y, segundo
Mullinger e Chigier (1974).
1) Diâmetro de saída do ar (da) igual ao diâmetro de saída do
combustível (df). fa dd =
2) Diâmetro da câmara de mistura (dm). am d).8,14,1(d ↔=
3) Comprimento de pré-mistura (L). ad.75,0L =
4) Comprimento de mistura (Lm). mm d).54(L ↔=
5) Comprimento total da câmara (Lc). LLL mc +=
6) Comprimento do canal de alimentação do ar (La). aa d.2L >
7) Comprimento do canal de alimentação do combustível (Lf). ff d.2L >
8) Inclinação do canal de alimentação do combustível (θ) o52=θ
Além da geometria ideal, Mullinger e Chigier também determinaram a relação entre a
vazão mássica do fluido auxiliar de atomização e do líquido, denominada no presente trabalho
como razão de atomização (ratm). Desta forma, recomendaram que a vazão de fluido auxiliar
seja no mínimo 0,1 vezes a vazão do fluido a ser atomizado (equação V.11).
1,0m
mr
f
f/atm/aratm ≥= (V.11)
91
Além das recomendações de Mullinger e Chigier, para o projeto dos atomizadores é
preciso levar em conta algumas considerações sobre os escoamentos de líquido e gás no se
interior. As considerações feitas no projeto dos atomizadores estão listadas a seguir.
I) Considerando a passagem do ar de atomização pelo orifício de injeção como um
escoamento reversível adiabático unidimensional em regime permanente para gás
perfeito, pode-se fazer uso das equações para este tipo de escoamento, facilitando os
cálculos de projeto. Foi adotado, ainda, Mach = 1 na passagem do escoamento de ar
pelo orifício de injeção e a pressão e a temperatura de estagnação como sendo 3atm e
27 °C, respectivamente.
II) Equacionamento do escoamento de líquido como sendo unidimensional
incompressível em regime permanente e coeficiente de descarga igual a 0,75 (também
recomendado por Mullinger e Chigier).
Basicamente, o projeto de dos atomizadores se resumiu em encontrar o diâmetro do
canal para passagem do ar de atomização e, com esse valor, adequar os demais parâmetros
geométricos segundo a Tabela V.8 e as facilidades de construção.
V.8.2 – Cálculo dos Atomizadores
O projeto do injetor de diesel foi feito admitindo uma vazão de 5g/s para esse fluido.
Utilizando igualdade na equação V.11, a vazão mássica de ar de atomização do combustível é
igual a 0,5g/s e admitindo Mach = 1 sua velocidade de injeção fica:
92
T.R.av
1Mach
a.Machv
f/atm/ar
f/atm/ar
γ==
=
=
, (V.12)
sendo a a velocidade do som, R a constante de gas ideal = 287 m2/s2K, γ = Cp/Cv e T a
temperatura do ar no orifício de injeção, que pode ser calculada pela equação:
−γ+
=
Mach.2
11
TT 0 , (V.13)
sendo T0 a temperatura de estagnação, admitida como sendo 300 K. Para Mach = 1 e γ = 1,4:
K250300.833,0T.833,0T 0 === . (V.14)
Substituindo o resultado encontrado na equação (V.14) em (V.12):
93,316250.287.4,1v f/atm/ar == m/s . (V.15)
- Pressão do ar na saída de injeção:
γ
−γ
=
1
00
P
P
T
T , (V.16)
sendo P0 a pressão de estagnação do ar, admitida como sendo 3atm. Substituindo os valores:
93
584,13.528,0P.528,0P 0 === atm
160498P = Pa . (V.17)
Assim, pode-se calcular a massa específica do ar de atomização do combustível:
24,2250.287
8,160498
T.R
P===ρ kg/m3 . (V.18)
Finalmente calcula-se o diâmetro do canal de injeção:
mm0,1d
m0009447,093,316.24,2.
0005,0.4
v..
m.4d
A..vm4
d.A
a
f/atm/ar
f/atm/ara
f/atm/arf/atm/ar
a
≈
=π
=ρπ
=
ρ=
π=
. (V.19)
Com o valor obtido para o diâmetro do canal de saída do ar foi possível calcular os
demais parâmetros geométricos utilizando as relações apresentadas na Tabela V.8. A pressão
de injeção do combustível pode ser calculada como segue:
84,0.2
1.
001,0.4.75,0
005,0
.2
1.
A.C
mP
2
2f
2
fd
fif
π=
ρ
= ,
42887,0Pa27,42887Pif == atm , (V.20)
94
sendo Cd o coeficiente de descarga, ρf a massa específica do combustível e Af a área do
orifício de injeção do combustível (df = da). Com isso é possível calcular a velocidade de
injeção do combustível na câmara de mistura:
75,0.840
27,42887.2C.
P.2v
2/1
d
2/1
f
ifif
=
ρ= ,
5788,7vif = m/s . (V.21)
Para calcular o injetor de resíduo foi utilizada a mesma sequência de cálculos e
hipóteses feitas no projeto do injetor de combustível. Utilizou-se como vazão de projeto 20
g/s de resíduo. Esse valor foi atribuído antes de iniciados os ensaios, baseado em resultados
do balanço de massa e energia do capítulo IV. Caso houvesse necessidade de ensaios com
valores muito acima de 20g/s seria acoplado mais de um atomizador de resíduo. No entanto, a
maior vazão de resíduo obtida nos experimentos foi 21,12g/s, não havendo necessidade de
mais de um atomizador. Para efeito de projeto também considerou-se o resíduo como sendo
100% água.
Aqui também se utilizou a igualdade na equação V.11, ou seja, a vazão mássica de ar
de atomização do resíduo utilizada para projeto foi igual a 2g/s e, aproveitando os resultados
do dimensionamento do injetor de combustível para a velocidade de injeção, massa
específica, pressão e temperatura do ar de atomização, pôde-se calcular o diâmetro do orifício
de saída do ar de atomização do resíduo como segue:
95
mm0,2d
m00189,093,316.24,2.
002,0.4
v..
m.4d
A..vm4
d.A
ar
ar
arar
arar
ar
≈
=π
=ρπ
=
ρ=
π=
. (V.22)
Com o valor obtido para o diâmetro de saída do ar, foi possível calcular os demais
parâmetros geométricos utilizando as relações da Tabela V.8. A pressão de injeção do resíduo
é dada por:
1.2
1.
002,0.4.75,0
02,0
.2
1.
A.C
mP
2
2res
2
resd
resires
π=
ρ
= ,
3652,0Pa67,36757Pires == atm , (V.23)
sendo Cd o coeficiente de descarga, ρres a massa específica do resíduo e Ares a área do orifício
de injeção do resíduo. A velocidade de injeção do resíduo na câmara de mistura fica:
75,0.840
67,36757.2C.
P.2v
2/1
d
2/1
rres
iresires
=
ρ= ,
0163,7vir = m/s . (V.24)
Com os cálculos dos diâmetros de injeção do ar de atomização e do líquido e levando
em conta as facilidades de construção, obtiveram-se os demais parâmetros geométricos dos
atomizadores. A Tabela V.9 apresenta esses parâmetros para cada atomizador.
96
Tabela V.9 – Parâmetros geométricos dos atomizadores.
Atomizador
Diesel Resíduo
da 1 mm 2 mm
df 1 mm 2 mm
dm 1,8 mm 2,8 mm
L 0,75 mm 1,5 mm
Lm 9,0 mm 11,2 mm
Lc 9,75 mm 12,7 mm
La 2,0 mm 4,0 mm
Lf 8,5 mm 12,2 mm
θ 52o 52o
Os injetores onde os bicos atomizadores foram posicionados em suas extremidades
foram construídos em aço inoxidável com os fluidos escoando em tubos concêntricos. A
Figura V.24 mostra um esquema geral de um injetor com um bico atomizador acoplado.
Figura V.24 – Esquema dos injetores construídos com atomizador acoplado na extremidade
(dimensões em mm).
97
As vazões de combustível e resíduo utilizadas para os projetos dos atomizadores
foram escolhidas através de uma perspectiva do uso desses fluidos. No entanto, as vazões de
operação foram estabelecidas somente na realização dos experimentos e não necessariamente
são as condições de projeto. Por essa razão e pelo fato de durante os experimentos ter sido
observada uma forte influência das condições de atomização na emissão de NOx, foi realizada
a determinação experimental do tamanho médio das gotas formadas pelos sprays. Essa
determinação é o assunto da próxima subseção.
V.8.3 – Tamanho Médio das Gotas
A caracterização dos sprays obtidos pelos atomizadores foi feita através de um sistema
não intrusivo a laser Malvern Mastersizer X. Esse sistema mede o espalhamento da luz de um
feixe de laser (Hélio – Neônio, 633nm) ao ser atravessado pelas gotas de um spray. A
detecção do espalhamento de luz no sistema ótico é constituído de uma placa circular de
detetores de fotodiodos, onde cada detetor coleta a luz espalhada em setores angulares
particulares. Para obtenção da distribuição do tamanho das gotas o sistema utiliza a teoria de
difração de Fraunhofer. Por esse modelo, quando um feixe de luz paralela e monocromático
atravessa uma nuvem de gotas o padrão obtido é o de uma série de discos concêntricos claros
e escuros cujo espaçamento entre eles dependerá da distribuição dos diâmetros das gotas. Esse
padrão de difração é proporcionado por uma lente transformadora de Fourier que converge o
feixe sobre o sistema de detecção. Esta transformação consiste na conversão do ângulo de
espalhamento θ numa distância radial r sobre o detetor plano. Cada detetor faz uma varredura
da ordem de 2ms e cada medida é constituída de 2000 varreduras. A Figura V.25 mostra um
fotografia do spray de diesel atravessando o feixe de laser do sistema Mastersizer X.
98
Figura V.25 – Fotografia do spray de diesel atravessando o feixe de laser de 18mm de
diâmetro do sistema Mastersizer X.
Uma vez feita a medida, o software Malvern instalado em computador padrão IBM-
PC conectado ao sistema laser realiza um tratamento estatístico sobre os dados. Para
processos de vaporização e combustão, o diâmetro médio mais indicado é o de Sauter
(“Sauter Mean Diameter” na língua inglesa, ou simplesmente SMD) por relacionar volume de
líquido com a área superficial, sendo definido como:
∑
∑=
i
2ii
i
3ii
d.n
d.nSMD , (V.25)
onde ni é número de gotas da classe i cujo o diâmetro é di. O SMD é definido como sendo o
diâmetro de gota que possui a mesma razão volume/área superficial de todo spray, ou pelo
menos, da região de amostragem. Desta forma, os resultados do ensaios são apresentados em
termos de SMD.
99
A bancada utilizada para obtenção dos SMD’s dos sprays se encontra disposta no
Laboratório Prof. Feng da Divisão de Engenharia Aeronáutica do ITA. Algumas adaptações
foram feitas com intuito de posicionar os injetores na bancada e montou-se uma linha de
alimentação especial para o presente experimento. A Figura V.26 apresenta uma
representação da bancada utilizada. Os injetores eram fixados a um “braço” engastado em um
mesa posicionadora, do tipo utilizada em máquinas frezadoras, o que permitiu o movimento
tridimensional dos injetores e a obtenção da melhor posição para medida. As vazões de
líquido e ar foram medidas por rotâmetros e a alimentação foi realizada por um tanque
pressurizado com nitrogênio e um compressor, respectivamente.
Figura V.26 – Representação da bancada montada para o sistema laser no Laboratório Prof.
Feng da Divisão de Engenharia Aeronáutica do ITA.
100
Os injetores foram posicionados a 15cm do centro do feixe de laser. Valores muito
inferiores a esse apresentavam um nível de obscuridade muito alto e saturavam os detetores,
em função da densidade de gota ser elevada nas proximidades da saída do bico atomizador.
Para valores muito superiores o diâmetro do cone formado pelo spray na região de medida era
suficientemente grande para que gotas acabassem chocando com as lentes. A distância de 15
cm foi bastante adequada para resolução dos dois problemas citados. Além disso, Lacava et
al. (1995) mostraram que acima de 3 polegadas de distância praticamente não há alteração nas
medidas do tamanho de gota em injetores tipo Y. Foram realizadas 20 medidas para cada
combinação de vazão e cada resultado aqui apresentado é uma média dessas medidas.
Para o atomizador de diesel foram feitos ensaios nas duas principais vazões de
operação, 3,11 e 2,50g/s. A Figura V.27 mostra os resultados do SMD em função da razão de
atomização (ratm), repetidos na Tabela V.10 para a vazão de 3,11g/s e na Tabela V.11 para
2,50g/s. As combinações de vazão são as mesmas utilizadas nos ensaios do capítulo VI. Os
resultados para ambas vazões evidenciam a capacidade dos atomizadores tipo Y em promover
finos sprays e do controle do tamanho das gotas através da vazão do ar de atomização. As
curvas obtidas são típicas para esse tipo de atomizador, concordando qualitativamente com o
comportamento apontado pela investigação experimental feita por Mullinger e Chigier (1974),
ou seja, o SMD diminui acentuadamente com aumento da vazão do fluido auxiliar até um
certo ponto, depois praticamente estabiliza em torno de um valor. Esse comportamento surge
em função da elevada dependência do SMD com a velocidade relativa entre os fluxos na
câmara de mistura do atomizador. Com aumento da vazão do ar de atomização sua velocidade
também irá aumentar e, como consequência, o SMD diminui.
101
0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20
r
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
SM
D [
]
atm
m = 3,11 g/s
m = 2,50 g/s
f
f
Figura V.27 – Variação do SMD em função da razão de atomização para as vazões de 3,11 e
2,50g/s de diesel.
A importância dos parâmetros que afetam o diâmetro das gotas do spray pode ser
observado pela equação de Wigg (1964), que calcula o diâmetro mediano de massa (MMD)
para atomizadores desse tipo:
rel
3,0
f/atm/ar
2,01,0m
5,0
atm
1,0f
5,0
V.
hr
11m.200
MMDρ
τ
+δ
= , (V.26)
onde δ é a viscosidade cinemática do combustível (centistokes), mf a vazão mássica do
combustível (g/s), mar/atm/f a vazão mássica do fluido de atomização (g/s), hm o raio da câmara
de mistura (cm), τ a tensão superficial do combustível (dynas/cm), ρar/atm/f a densidade do
fluido de atomização (g/cm3) no ponto de mistura e Vrel a velocidade relativa entre os fluxos
102
(m/s). O MMD representa o ponto de 50% na curva porcentagem de massa acumulada x
diâmetro de gota (Marshall, 1954). A equação mostra que os fatores de maior efeito são a
razão de atomização, a densidade do ar, a velocidade relativa e a viscosidade do combustível.
A razão MMD/SMD é igual a 1,20 com um erro de 5% (Simmons, 1977). O equacionamento
para atomizadores tipo Y proposto por Couto et al. (1999), concorda melhor com resultados
experimentais do que a equação de Wigg. No entanto, esta última facilita a interpretação da
influência de cada parâmetro no processo de atomização.
Tabela V.10 – Valores de SMD para a vazão de 3,11g/s de diesel.
mar/atm/f
[g/s]
ratm
SMD
[µm]
0,15 0,0482 88,46 ±6,56
0,25 0,0803 41,69 ± 5,13
0,35 0,1125 26,10 ± 4,69
0,40 0,1286 17,39 ± 0,97
0,45 0,1447 14,46 ± 2,46
Tabela V.11 – Valores de SMD para a vazão de 2,5g/s de diesel.
mar/atm/f
[g/s]
ratm
SMD
[µm]
0,20 0,08 84,33 ± 4,36
0,25 0,10 58,63 ± 4,65
0,30 0,12 42,93 ± 2,59
0,35 0,14 28,16 ± 2,14
0,40 0,16 21,81 ± 0,88
0,45 0,18 19,18 ± 1,73
103
Em uma primeira análise da equação V.26 pode-se concluir que o aumento da vazão
de combustível, conservando a razão de atomização, causaria um aumento no SMD. No
entanto, a Figura V.27 mostra um comportamento contrário. Mullinger e Chigier, que também
observaram o mesmo comportamento, atribuiram isso ao fato de que o aumento da vazão de
combustível causa uma elevação nas pressões de injeção do combustível e ar,
consequentemente aumentando a massa específica do ar no ponto de mistura. Conforme a
equação V.26 o SMD diminui com o aumento de ρar/atm/f.
Para o atomizador de resíduo, os ajustes de fluxos foram feitos de maneira similar aos
dos ensaios do capítulo VI, ou seja, sem a injeção de resíduo se ajustou a vazão do ar de
atomização para 1g/s, em seguida, foi ajustada a vazão de resíduo de acordo com o desejado
para o ensaio. Dependendo da vazão de resíduo, há uma queda na vazão do ar de atomização
em função do maior bloqueio na câmara de mistura do atomizador. A vazão de ar não foi
novamente ajustada para 1g/s, mantendo-se então a nova vazão de equilíbrio. Os resultados
estão reunidos na Figura V.28 e na Tabela V.12.
Nota-se que não há uma variação muito grande no SMD com a vazão de resíduo. Isso
se deve a uma combinação de fatores que acabam se compensando. Com o aumento da vazão
de resíduo, a tendência é diminuir o SMD, em função do aumento da densidade do ar no
ponto de mistura, conforme já discutido. No entanto, como não se conservou a razão de
atomização, sua redução tende a aumentar o tamanho da gotas. Para os experimentos do
capítulo VI essa pouca variação do SMD do spray de resíduo foi boa, pois é um parâmetro a
menos para influenciar os resultados da taxa de incineração, emissão de gases e distribuição
de temperatura na câmara.
104
8 10 12 14 16 18 20 22
Vazão de resíduo [g/s]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
SM
D [
]
Figura V.28 – Variação do SMD em função da vazão de resíduo.
Tabela V.12 – Condições dos sprays de resíduo.
mres
[g/s]
mar/atm/res
[g/s]
ratm SMD
[µm]
10,00 1,00 0,1000 44,87 ± 2,13
12,25 1,00 0,0816 52,05 ± 1,38
14,07 0,91 0,0781 56,47 ± 2,39
15,87 0,91 0,0573 56,88 ± 0,60
16,67 0,90 0,0539 55,91 ± 1,25
20,62 0,81 0,0393 50,37 ± 1,41
105
V.9 – PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
A aquisição de dados para uma determinada condição era realizada quando se atingia
o equilíbrio térmico na câmara, ou seja, quando para uma determinada combinação de vazões
a distribuição de temperatura era aproximadamente estacionária.
Inicialmente, a chama do queimador piloto era ignitada e em seguida o queimador
acoplado à câmara. Alguns minutos após, através de válvulas solenóides, permitia-se o
escoamento de combustível e a chama principal era ignitada, onde se iniciava o processo de
aquecimento da câmara. Durante esse processo não era injetado resíduo e a combustão era
com o ar como oxidante. Para vencer mais rapidamente a inércia térmica da parede da câmara,
o queimador piloto ainda permanecia em operação por cerca de 40 a 50 minutos após a
ignição da chama principal, quando era então desativado. Na sequência, o aquecimento
continuava até dar sinais de estabilização da distribuição de temperatura ao longo da câmara.
Deste ponto se iniciavam os ajustes de vazão para a condição de operação desejada. Uma vez
as vazões ajustadas, esperava-se novamente a estabilização das temperaturas para iniciar a
aquisição de dados.
Para acompanhar o processo de aquecimento da câmara o sistema de aquisição de
dados apresentava em seu monitor as curvas de temperatura em função do tempo de teste,
sendo atualizadas a cada um minuto. Com isso foi possível acompanhar a “história” do
aquecimento da câmara e analisar o melhor momento para iniciar a aquisição de dados, que
normalmente acontecia entre duas e duas horas e meia após a ignição da chama principal.
106
A Figura V.29 mostra um exemplo da sequência de procedimentos durante o
experimento para combustão de 3,11g/s de diesel com 25% de O2 no oxidante, 15% de
excesso de oxidante normalizado e 12,5g/s de resíduo injetado.
Figura V. 29 – Exemplo de curvas de temperatura ao longo da câmara em função do tempo de
teste, utilizadas para acompanhar os procedimentos durante os ensaios (mf = 3,11 g/s (diesel),
25% de O2, 15% de excesso de oxidante e mres = 12,25 g/s).
107
V.10 – CÁLCULO DOS PARÂMETROS DE OPERAÇÃO
Nesta seção descreve-se o procedimento de cálculo dos parâmetros operacionais da
câmara que utilizam os resultados obtidos experimentalmente e são apresentados no capítulo
VI.
V.10.1 – Número de Reynolds do Escoamento Gasoso
O número de Reynolds é um indicador do grau de turbulência do escoamento de gases
no interior do reator. Para uma câmara de combustão cilíndrica sua expressão é dada por:
D..
m.4D.v.Re t
µπ=
µ
ρ= , (V.27)
onde ρ, v e µ são, respectivamente, a massa específica média, velocidade média e viscosidade
dos gases à temperatura T, D o diâmetro interno da câmara (0,60m) e mt a vazão mássica total
de gases que escoam pela câmara. Os resultados apresentados no capítulo VI foram
calculados para a seção da câmara correspondente à posição do termopar número 6, usando
essa temperatura e a composição dos gases na saída da câmara para obter a viscosidade média
do gás, ou seja assumindo que a composição dos gases já está em equilíbrio nesse ponto.
108
V.10.2 – Tempo de Residência Médio
O tempo de residência corresponde ao tempo em que os gases permanecem no interior
da câmara de combustão, podendo ser calculado pela seguinte relação:
∫=V
r q
dVt , (V.28)
onde V é o volume da câmara de combustão e q a vazão volumétrica do gás. Sendo
considerado o escoamento como unidimensional e o gás como perfeito, a equação (V.28) fica:
tr m.T.R
M.P.Vt = , (V.29)
sendo P a pressão, T a temperatura, M a massa molecular média dos gases, R a constante
universal dos gases (0,08206 atm.l/K.mol) e mt a vazão mássica total dos gases. Para a
incineradores de injeção líquida usualmente a pressão no interior da câmara é admitida como
sendo 1 atm.
Na presente aplicação, a temperatura não é uniforme ao longo do reator. Por isso não
foi possível calcular o tempo de residência como a câmara de combustão sendo um volume de
controle único. A câmara foi dividida em vários volumes de controle, sendo a temperatura em
cada volume uma média de temperaturas obtidas experimentalmente. Assim, o tempo de
residência médio da câmara é o somatório dos tempos de residência médios dos volumes de
controle. A Tabela V.15 mostra como foi calculada a temperatura em cada volume.
109
Tabela V.13 – Volumes de controle para o cálculo do tempo de residência médio.
VC Volume
[litros]
Cálculo da
temperatura
1 32,27 T1
2 96,16 (T2+T1)/2
3 98,96 (T3+T2)/2
4 98,96 (T4+T3)/2
5 98,96 (T5+T4)/2
6 216,05 (T6+T5)/2
7 141,37 (T7+T6)/2
8 215,72 (T8+T9)/2
V.11- CONTROLE DA EMISSÃO DE NOX PELA INJEÇÃO DE AMÔNIA
Conforme foi discutido no capítulo II, um dos obstáculos à ampla utilização das
chamas enriquecidas é a elevada emissão de NOx. Também foi objetivo da presente tese
apontar caminhos para solução deste problema. Uma das tecnologias que foram testadas nos
ensaios foi a redução do NO através da injeção de amônia (NH3) na câmara de combustão. O
sistema de injeção da amônia em fase gasosa já foi apresentado na subseção V.3.1., cabendo
como discussão na presente seção apenas como a amônia age para converter o NO em N2.
Para utilização da amônia como redutor do NO é necessário um cuidado especial
quanto à posição de sua injeção. Se a amônia for injetada na região de chama, onde a
temperatura é mais alta, o efeito será contrário, ou seja, o mecanismo NH3 → ....... → NO será
110
favorecido. Quando a amônia é injetada na região de pós-chama, onde a temperatura é mais
baixa, há uma predominância de redução do NO para N2.
Pfefferle e Churchill (1986) confirmaram a hipótese de DeSoete (1973, 1975) e
Haynes (1977) que se a amônia for injetada na região de chama seu comportamento é
semelhante ao da maioria dos compostos nitrogenados contidos nos combustíveis, que são
convertidos para HCN e CN na frente de chama, sendo em seguida convertidos para espécies
NHi (i = 0, 1 e 2) antes da oxidação, explicando porque a taxa de conversão de amônia (NH3)
para NO é aproximadamente a mesma das outras espécies nitrogenadas como dimetilamina e
piperidina. Os fatores mais importantes para a conversão da amônia em NO, ou da redução do
NO pela própria amônia, são a temperatura da chama e a estequiometria.
Reações de redução do tipo NHi + NO → N2 + . . . (i = 0, 1 e 2) não apresentam
grande importância nas regiões onde a temperatura é próxima à temperatura de chama
adiabática, pois as reações de oxidação das espécies NHi em favor da formação de NO são
favorecidas nesta condição, segundo Miller (1981). No entanto para o caso de amônia injetada
na região de pós-chama, o NO pode ser reduzido pelas reações V.29, V.30 e V.31, como
indicado por Fenimore (1976) e Haynes (1977):
NH2 + NO → N2 + H2O (V.29)
NH + NO → N2 + OH (V.30)
N + NO → N2 + O (V.31)
As reações V.29, V.30 e V.31 são consideradas o principal mecanismo de conversão
do NO em N2, sendo que a reação V.31 é de grande importância apenas para combustão rica
111
(Pfefferle e Churchill, 1986). Bian et al. (1986) detalharam experimentalmente o mecanismo
de formação e conversão de NO em chamas de amônia queimando com oxigênio, através de
medidas das concentração de espécies químicas até a distância de 8mm do queimador. Os
resultados apontaram que a amônia desaparece por completo a 6mm, sendo que sua máxima
taxa de consumo ocorre na região onde a concentração de NH2 é máxima. Assim, as reações
V.32, V.33 e V.34 foram propostas como mecanismo de conversão da amônia em NH2.
NH3 + OH → NH2 + H2O (V.32)
NH3 + H → NH2 + H2 (V.33)
NH3 + O → NH2 + OH (V.34)
Reações subsequentes convertem o NH2 em NH e N. O radical NH2 não é importante
somente para o mecanismo de redução do NO na região de pós-chama, ele também é parte
fundamental do mecanismo de formação na região de chama. A reação do NH2 com o
oxigênio molecular pode causar a formação direta do NO, conforme reação V.35, ou produzir
o radical HNO, conforme reação V.36, que posteriormente é convertido em NO pelas reações
V.39, V.40 e V.41.
NH2 + O2 → NO + H2O (V.35)
NH2 + O2 → HNO + OH (V.36)
NH + O2 → NO + OH (V.37)
NH + O2 → HNO + O (V.38)
HNO + M → NO + H + M (V.39)
HNO + OH → NO + H2O (V.40)
112
HNO + H → NO + H2 (V.41)
Entretanto, o trabalho de Hack et al. (1982) mostrou que a rota de formação do NO a
partir da reação NH2 + O2 → ......... é um mecanismo secundário em relação ao mecanismo
iniciado pela reação do radical NH com oxigênio molecular, conforme as reações (V.37) e
(V.38), semelhante ao próprio mecanismo do NH2. O radical HNO formado também é
convertido em NO pelas reações (V.39), (V.40) e (V.41).
Assim as reações V.37 a V.41 representam o principal mecanismo formador de NO
proveniente da injeção direta de amônia na chama. No entanto, a importância do radical NH2
não pode ser descartada, pois o trabalho de Bian e colaboradores (1986) apontou que o
aparecimento de NH na chama ocorre em uma região onde NH3 não existe mais; sendo assim,
não se pode admitir uma conversão direta de NH3 para NH. Na verdade, o NH é formado pelo
ataque dos radicais H e OH sofrido pelo NH2 , conforme as reações (V.42) e (V.43):
NH2 + H → NH + H2 (V.42)
NH2 + OH → NH + H2O (V.43)
A ação da amônia nos mecanismos de formação e redução de NO, conforme discutido
anteriormente, pode ser resumida pela Figura V.30. No presente trabalho, o interesse maior é
reduzir a emissão de NOx; portanto, a injeção de NH3 não foi feita como dopante do
combustível, pois nessa situação sabe-se que a emissão de NOx aumenta, como mostram os
resultados experimentais de Martins (1998). Desta forma, a amônia em fase gasosa foi
injetada no fluxo de oxidante, antes de passar pelo queimador swirler e a 1,305 m a jusante do
queimador.
113
Figura V.30 – Mecanismo de formação e redução do NO através da amônia.
V.12 – ANÁLISE TOMOGRÁFICA DE CHAMA
Além dos ensaios realizados no interior da fornalha, na presente tese ainda se realizou
uma análise visual de chamas não confinadas enriquecidas de diesel e GLP. O objetivo desses
ensaios foi levantar a presença dos radicais C2 e CH na chama e com esses dados caracterizar
o processo de mistura entre os reagentes. A descrição detalhada de como foi feita essa análise
está apresentada no capítulo VII. A presente seção se limita a descrever o sistema ótico
utilizado e o algoritmo de reconstrução tomográfica.
As chamas não confinadas foram obtidas para as mesmas configurações dos ensaios
feitos na câmara de combustão, ou seja, utilizando o queimador tipo “swirler”, o atomizador
Y, o injetor de GLP, as linhas de fluido e os sistemas de medida de vazão, descritos
anteriormente.
114
V.12.1 – Sistema Ótico
A visualização da chama foi feita por meio de uma câmera CCD Marshall V-1070-
EIA, com resolução espectral de 400nm a 1100nm, com controle do tempo de exposição entre
1/10000 e 1/60 segundos. O sensor ótico da câmera possui 811 pixels na horizontal e 510 na
vertical, com sensibilidade mínima de 0,03 Lux. A área do sensor possui 7,95mm (horizontal)
x 508mm (vertical). Acoplado à câmera foi utilizada uma lente Fujinon CF50B, f/1.4, com
foco e abertura controlável, sendo a esta adicionados filtros de interferência nos
comprimentos de onda 515,40nm e 413,09nm, correspondentes aos comprimentos de onda da
emissão quimiluminescente dos radicais C2 e CH, respectivamente. A transmitância dos
filtros é 0,66 para o C2 e 0,55 para o CH. Quando foi o caso, o efeito da transmitância foi
corrigido no valor numérico em escala de cinza associado à intensidade luminosa captada por
cada pixel do CCD.
As imagens adquiridas pela câmera foram digitalizadas numa placa de aquisição de
imagens Matrox Meteor/RGB com capacidade de taxa de aquisição de até 42Mb/s, instalada
em um computador PC-Pentium 133mHz, 32Mb de memória. Os programas de aquisição de
imagens foram desenvolvidos em ambiente de programação específico para placa utilizada. O
resultado final da aquisição era uma imagem monocromática (em escala de cinza) média de
200 imagens adquiridas em sequência. A Figura V.31 apresenta um esquema da montagem do
sistema óptico.
115
Figura V.31- Esquema da montagem experimental para visualização da chama.
V.12.2 – Algoritmo de Reconstrução Tomográfica
Na análise visual, considera-se que a projeção da chama vista pela câmera de
aquisição de imagem representa a integração da chama. O objetivo da reconstrução
tomográfica é o processo inverso, ou seja, obter o perfil que, quando integrado numa
revolução de 2π radianos, origina a projeção observada. A Figura V.32 apresenta um esquema
deste procedimento.
A reconstrução tomográfica empregada segue o algoritmo desenvolvido em ambiente
MATLAB por Souza (1998). Tal modelo é aplicável a objetos axissimétricos e considera que
cada pixel da câmera CCD integra a radiação emitida pela chama a partir de um caminho
ótico conhecido, conforme o esquema da Figura V.33. Em outras palavras, o modelo admite
que as dimensões do CCD são da mesma ordem de grandeza do objeto.
116
Figura V.32 – Reconstituição axissimétrica da chama.
Figura V.33 – Reconstrução tomográfica.
117
A Figura V.34 ilustra a técnica de reconstrução tomográfica, pi representa os pixels de
uma linha da imagem integrada obtida pela câmara e ri os pixels da imagem reconstruída para
essa linha. O princípio básico utilizado pelo modelo considera que em cada raio a radiação
emitida é constante e igual. Assim, a intensidade luminosa no perfil central pode ser
conhecida da periferia para o interior. A reconstrução do pixel da periferia r1 é dada pela
divisão do pixel p1 pelo dobro da área a11. Conhecendo r1 e a21 e a22 calcula-se r2: r2 = (p2 –
a21.r1)/a22, e assim consecutivamente. Os valores das áreas aij são obtidos através de
correlações geométricas.
Figura V.34 – Ilustração da técnica de reconstrução tomográfica.
Como é conhecida a dimensão de cada pixel do CCD e o número de colunas da
imagem obtida pela câmera, o algoritmo constrói uma matriz de áreas A com dimensão nxn
(devido à axissimetria), onde n é o número de colunas dessa imagem obtida pela câmara
(correspondente ao número de pixels de cada linha da imagem). Em seguida, o algoritmo
relaciona essa matriz com o vetor P que representa os pixels da linha a ser reconstruída da
118
imagem original, através da relação V.44. Assim, se obtém o vetor r que representa a linha
reconstruída.
2.[A].[r] = [P] (V.44)
A resolução do sistema de equações é direto e envolve pouco esforço computacional,
pois a matriz A é triangular inferior.
Antes da reconstrução propriamente dita da imagem obtida, esta passa por alguns
tratamentos. Mesmo que aquisição possa ter sido realizada em boas condições é possível a
existência de ruído na imagem, o que traria efeitos indesejáveis na reconstrução. Desta forma,
antes de qualquer passo a imagem sofre a ação de um “filtro” para remoção dos ruídos. Esse
filtro, medfit2, encontra-se disponível na “Toolbox Image Processing” do programa
MATLAB. A remoção é feita comparando o valor do pixel com os da sua vizinhança, se
houver discrepância a correção é feita se atribuindo a esse pixel o valor médio entre seus
vizinhos.
Como a chama é considerada axissimétrica, é necessário se conhecer uma das metades
da imagem reconstruída. Desta forma, o programa apresenta apenas a metade esquerda, a
partir do eixo de simetria da chama. Normalmente, este eixo de simetria da chama não
corresponde ao eixo de centro da imagem, em função do posicionamento da câmera em
relação à chama. O eixo de simetria da chama passaria pelo centro de “massa” da mesma,
sendo a massa representada pela intensidade dos pixels. Apesar do fundo da imagem ser
aparentemente negro, a intensidade luminosa (quantificada em escala de cinza) dos pixels de
regiões onde não há a presença da chama nem sempre apresentam o valor zero, alterando o
119
cálculo do centro de massa da figura que representaria a chama integrada. Para resolver esse
problema, o programa utiliza a função im2bw, também disponível na “Toolbox Image
Processing” do programa MATLAB, que converte a zero qualquer valor de pixel abaixo de
um valor pré determinado e a um quando for acima desse valor. Desta forma, determina-se o
centro de massa da figura e o eixo de simetria da chama. Após o tratamentos citados, inicia-se
o processo de reconstrução da imagem. A Figura V.35 apresenta uma imagem obtida pela
câmara e sua reconstrução tomográfica pelo programa desenvolvido por Souza (1998),
descrito nesse capítulo.
Figura V.35 – Exemplo de reconstrução de imagem utilizando o algoritmo de Souza (1998).
Além do próprio trabalho desenvolvido por Souza (1998), a aplicação desse algoritmo
em combustão ainda pode ser vista nos trabalhos de Costa et al. (1998), Caldeira Pires et al.
(1999) e Lacava et al. (1999).
120
CAPÍTULO VI
RESULTADOS E DISCUSSÕES
VI.1 – OBSERVAÇÕES GERAIS
Este capítulo tem como objetivo descrever e comentar os resultados alcançados nos
ensaios desenvolvidos. Tais resultados são apresentados na forma de tabela ou gráfico para
melhor ilustrar o comportamento das variáveis envolvidas no processo de incineração de
resíduos líquidos aquosos utilizando ar enriquecido com oxigênio como oxidante. Mesmo
para as circunstâncias onde resultados positivos não foram alcançados, em termos de aumento
da taxa de incineração ou emissão de poluentes, alguns comentários pertinentes também
foram elaborados, visto que um dos objetivos deste trabalho é caracterizar diversas condições
de enriquecimento do oxidante visando futuras implementações práticas.
Os ensaios foram executados com o objetivo de determinar a capacidade de aumentar
a taxa de incineração, definida como sendo a razão entre a vazão mássica de resíduo (mres) e a
vazão mássica de combustível (mf), quando se aumenta a concentração de oxigênio no
oxidante acima dos 21% do ar atmosférico. Além de determinar a capacidade do aumento da
taxa de incineração, foram investigadas as condições experimentais favoráveis para minimizar
a emissão de poluentes, sobretudo o NOx, por ser um dos fatores limitantes para utilização de
chamas enriquecidas.
Alguns ensaios preliminares, sem a injeção de resíduo e oxigênio puro, foram
realizados com intuito de avaliar a relevância da atomização do combustível e do número de
swirl, principalmente na emissão de gases. Assim, foi possível desvincular as influências
121
desses parâmetros de operação do queimador dos processos de injeção de resíduo e
enriquecimento.
Também estabeleceu-se uma condição padrão de operação da câmara, ou seja, um
conjunto de dados operacionais que se assemelham aos das câmaras de incineração, mas
adequados às condições laboratoriais e com o oxidante sendo somente ar. Desta forma, o
aumento da taxa de incineração e emissão de gases poluentes são avaliados em comparação
com a condição padrão estabelecida. Os ensaios foram divididos em:
1) influência do número de “swirl” (queimando diesel);
2) influência das condições de atomização (queimando diesel);
3) condição padrão de operação (queimando diesel);
4) enriquecimento com oxigênio injetado na linha de ar (queimando diesel);
5) controle da emissão de NOx pelo número de “swirl” (queimando diesel);
6) controle da emissão de NOx pelas condições de atomização (queimando diesel);
7) combustão estagiada (queimando diesel);
8) atomização com oxigênio (queimando diesel);
9) posição do injetor de combustível.
10) enriquecimento com oxigênio injetado na linha de ar (queimando GLP);
11) controle da emissão de NOx pelo número de “swirl” (queimando GLP);
12) controle da emissão de NOx pela injeção de amônia (queimando GLP);
122
Neste capítulo, além dos resultados obtidos diretamente de medidas realizadas no
experimento, também são apresentados alguns parâmetros obtidos a partir dos dados
experimentais, com intuito de facilitar as discussões e observações pertinentes aos
experimentos.
A maior parte dos ensaios foi organizada na Tabela VI.1 e os resultados relevantes são
apresentados e discutidos ao longo das seções deste capítulo. As células da Tabela VI.1 cujo
valor está em negrito, representam o(s) principal(is) parâmetro(s) variado(s) durante cada
grupo de ensaios.
123
Tabela VI.1- Condições dos ensaios.
no
%O2 no oxidante
mdiesel
[g/s] mGLP
[g/s] mar/atm/f
[g/s] mox/atm/f
[g/s] mar/comb
[g/s] mox/comb
[g/s] mres
[g/s] mar/atm/res
[g/s] mox/atm/res
[g/s] mNH3
[g/s] b %
αo
1 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 15 2 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 40 3 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 4 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 55 5 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 60 6 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 65 7 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 70 8 21,00 2,50 0 0,20 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 9 21,00 2,50 0 0,25 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 10 21,00 2,50 0 0,30 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 11 21,00 2,50 0 0,35 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 12 21,00 2,50 0 0,40 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 13 21,00 2,50 0 0,45 0 47,70 0 0 0 0 0 29,00 50 14 21,00 3,11 0 0,45 0 52,74 0 0 0 0 0 14,40 40 15 21,00 3,11 0 0,45 0 51,74 0 10,00 1,00 0 0 14,40 40 16 24,98 3,11 0 0,45 0 42,00 2,55 12,25 1,00 0 0 17,00 40 17 29,96 3,11 0 0,45 0 31,87 4,71 14,07 0,89 0 0 14,94 40 18 35,34 3,11 0 0,45 0 24,66 6,39 15,87 0,88 0 0 14,92 40 19 41,68 3,11 0 0,45 0 18,35 7,72 16,67 0,85 0 0 13,54 40 20 50,85 3,11 0 0,45 0 12,46 9,23 18,62 0,80 0 0 14,71 40 21 62,27 3,11 0 0,45 0 7,33 10,35 18,93 0,75 0 0 13,93 40 22 74,09 3,11 0 0,45 0 3,68 11,12 19,37 0,76 0 0 13,20 40 23 92,32 3,11 0 0,45 0 0 11,81 20,62 0,73 0 0 14,39 40 24 100,00 3,11 0 0 0,45 0 11,25 21,12 0 0,80 0 14,95 40
124
no
%O2 no oxidante
mdiesel
[g/s] mGLP
[g/s] mar/atm/f
[g/s] mox/atm/f
[g/s] mar/comb
[g/s] mox/comb
[g/s] mres
[g/s] mar/atm/res
[g/s] mox/atm/res
[g/s] mNH3
[g/s] b %
αo
25 50,56 3,11 0 0,45 0 12,62 9,28 18,62 0,85 0 0 15,20 40 26 50,56 3,11 0 0,45 0 12,62 9,28 18,62 0,85 0 0 15,20 50 27 50,56 3,11 0 0,45 0 12,62 9,28 18,62 0,85 0 0 15,20 60 28 50,56 3,11 0 0,45 0 12,62 9,28 18,62 0,85 0 0 15,20 70 29 50,94 3,11 0 0,45 0 12,47 9,28 18,62 0,79 0 0 15,18 40 30 51,01 3,11 0 0,40 0 12,47 9,28 18,62 0,79 0 0 15,08 40 31 51,08 3,11 0 0,35 0 12,47 9,28 18,62 0,79 0 0 14,97 40 32 51,22 3,11 0 0,25 0 12,47 9,28 18,62 0,79 0 0 14,75 40 33 51,36 3,11 0 0,15 0 12,47 9,28 18,62 0,79 0 0 14,54 40 34 43,46 3,11 0 0,45 0 19,57 9,28 15,00 0,82 0 0 30,52 40 35 44,14 2,40 0,645 0,35 0 19,02 9,28 15,00 0,83 0 0 31,61 40 36 45,25 1,70 1,280 0,25 0 17,80 9,28 15,00 0,85 0 0 31,00 40 37 44,21 1,10 1,930 0,15 0 19,11 9,28 15,00 0,85 0 0 31,46 40 38 42,33 3,11 0 0,45 0 21,35 9,28 15,00 0,82 0 0 34,35 40 39 42,33 3,11 0 0,45 0 21,35 9,28 15,00 0,82 0 0 34,35 40 40 24,92 3,11 0 0,45 0 47,89 2,85 10,50 1,00 0 0 32,47 40 41 24,95 3,11 0 0 0,49 47,75 2,35 10,55 1,00 0 0 31,11 40 42 21,00 0 2,91 0 0 49,62 0 11,30 0,90 0 0 14,93 40 43 25,36 0 2,91 0 0 38,54 2,55 13,40 0,87 0 0 14,56 40 44 30,87 0 2,91 0 0 29,21 4,75 15,10 0,80 0 0 14,65 40 45 43,35 0 2,91 0 0 16,88 7,72 17,62 0,77 0 0 15,53 40 46 54,99 0 2,91 0 0 10,27 9,23 19,20 0,75 0 0 15,19 40 47 80,30 0 2,91 0 0 2,60 11,12 20,52 0,73 0 0 16,15 40 48 31.06 0 2,87 0 0 28,53 4,75 15,10 0,82 0 0 14,72 0 49 31,07 0 2,87 0 0 28,51 4,75 15,10 0,82 0 0 14,68 10 50 31,08 0 2,87 0 0 28,46 4,75 15,10 0,82 0 0 14,57 20 51 31,02 0 2,87 0 0 28,68 4,75 15,10 0,82 0 0 15,07 30 52 31,18 0 2,87 0 0 28,16 4,75 15,10 0,80 0 0 13,83 40
125
no
%O2 no oxidante
mdiesel
[g/s] mGLP
[g/s] mar/atm/f
[g/s] mox/atm/f
[g/s] mar/comb
[g/s] mox/comb
[g/s] mres
[g/s] mar/atm/res
[g/s] mox/atm/res
[g/s] mNH3
[g/s] b %
αo
53 31,17 0 2,87 0 0 28,18 4,75 15,10 0,80 0 0 13,87 50 54 31,12 0 2,87 0 0 28,36 4,75 15,10 0,80 0 0 14,29 60 55 31,08 0 2,87 0 0 28,50 4,75 15,10 0,80 0 0 14,61 70 56 30,96 0 2,90 0 0 28,93 4,75 15,10 0,79 0 0 14,38 40 57 30,82 0 2,92 0 0 29,39 4,75 15,10 0,79 0 0,13 14,64 40 58 30,83 0 2,92 0 0 29,37 4,75 15,10 0,79 0 0,18 14,60 40 59 30,85 0 2,90 0 0 28,14 4,75 15,10 0,79 0 0,31 15,25 40 60 30,79 0 2,92 0 0 29,51 4,75 15,10 0,79 0 0,44 14,91 40 61 30,88 0 2,91 0 0 29,21 4,75 15,10 0,79 0 0,57 14,63 40 62 30,05 0 2,91 0 0 29,26 4,75 15,10 0,79 0 0,70 14,74 40 63 30,82 0 2,91 0 0 29,37 4,75 15,10 0,81 0 0 15,04 40 64 30,77 0 2,91 0 0 29,58 4,75 15,10 0,80 0 0,13 15,49 40 65 30,85 0 2,91 0 0 29,29 4,75 15,10 0,80 0 0,18 14,83 40 66 30,84 0 2,91 0 0 29,31 4,75 15,10 0,82 0 0,31 14,92 40 67 30,84 0 2,91 0 0 29,32 4,75 15,10 0,81 0 0,44 14,92 40 68 30,84 0 2,91 0 0 29,33 4,75 15,10 0,78 0 0,57 14,88 40 69 30,86 0 2,91 0 0 29,25 4,75 15,10 0,79 0 0,70 14,72 40
Obs: mdiesel = vazão de diesel, mGLP = vazão de GLP, mar/atm/f = vazão do ar de atomização do combustível, mox/atm/f = vazão do oxigênio de atomização do combustível, mar/comb = vazão do ar de combustão, mox/comb = vazão do oxigênio de combustão, mres = vazão de resíduo, mar/atm/res = vazão do ar de atomização do resíduo, mox/atm/res = vazão do oxigênio de atomização do resíduo, mNH3 = vazão de amônia, b = excesso de oxidante normalizado, αo = ângulo entre as pás do swirler.
126
VI.2 – ENSAIOS COM DIESEL
Nesta seção, foram relacionados os ensaios utilizando diesel como combustível. As
subseções estão organizadas de acordo com o tipo e a finalidade de cada grupo de ensaio.
VI.2.1 – Sem Injeção de Resíduo e Sem Enriquecimento
O objetivo desses ensaios foi caracterizar a situação experimental onde a geometria da
chama é influenciada somente pelos parâmetros operacionais do queimador, ou seja, pelo
número de “swirl” e pelas condições de atomização. Desta forma, foi possível desacoplar
esses efeitos dos decorrentes da injeção de resíduo e do enriquecimento.
A vazão de combustível e o excesso de ar foram mantidos em 2,50 g/s e 29%,
respectivamente, para que as temperaturas ao longo da câmara fossem compatíveis com a
faixa de operação dos termopares. Nos ensaios com injeção de resíduo, vazões mais elevadas
de combustível e excessos de oxidante menores puderam ser estabelecidos, visto que, o
controle de temperatura é feito pela injeção de resíduo.
VI.2.1.1 – Variação do Número de “Swirl”
A variação do número de “swirl” (S’) foi feita apenas alterando o ângulo entre as pás
do “swirler” (α), visto que as vazões do escoamento primário (combustível) e secundário (ar
de combustão) foram mantidas constantes. A Figura VI.1 apresenta a variação de S’ com o
ângulo α, calculado como apresentado no capítulo V e utilizando as condições dos ensaios. O
limite de chama estável, que corresponde ao valor mínimo de S’ para que não ocorra “blow
127
out”, ou seja, a chama ser carreada pelo escoamento, ocorre para α = 15o, ou S’= 0,264. Os
resultados apresentados nesta subseção correspondem aos ensaios de número 1 a 7 da Tabela
VI.1.
A Figura VI.2 apresenta o comportamento da emissão de NOx em função do número
de “swirl”, para as amostragens de gases feitas em 994 e 227 litros. As curvas da figura
mostram comportamentos qualitativos e quantitativos bastante semelhantes para as emissões
de NOx em ambos pontos de amostragem, indicando que a maior parte do NOx é formado na
região de chama e não ao longo da câmara. Isso se deve principalmente à queda de
temperatura dos gases de combustão em função da transferência de calor para a parede da
câmara, após a região de chama. A temperatura obtida na saída da câmara foi em torno de
850oC, após o tempo de residência de 5 segundos.
0 10 20 30 40 50 60 70
Ângulo entre pás [ ]
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Nú
mero
de
sw
irl -
S'
limite de chama estável
o
Figura VI.1 – Relação do ângulo entre as pás do “swirler” com número de “swirl”, para as
condições: mf = 2,5g/s, mar/atm/f = 0,40g/s e mar/comb = 47,7g/s.
128
0 1 2 3 4 5 6 7 8
S'
60
65
70
75
80
85
90
95
100
105
110
115
120
NO
x [p
pm
]
Amostragem para o volume de 994 litros
(a)
0 1 2 3 4 5 6 7 8
S'
60
65
70
75
80
85
90
95
100
105
110
115
120
NO
x [p
pm
]
Amostragem para o volume de 227 litros
(b)
Figura VI.2 - Comportamento da emissão de NOx em função do número de “swirl”: (a)
amostragem dos gases feita a 994 litros e (b) amostragem dos gases feita a 227 litros.
O comportamento da emissão de NOx observado na Figura VI.2 está atrelado às
interações existentes entre o processo de vaporização das gotas do spray com a estrutura da
zona de recirculação. Basicamente, a combustão de sprays com a presença de uma zona de
recirculação interna (ZRI), gerada pela presença do “swirler” no escoamento do ar oxidante,
segue as observações experimentais feitas por Ballester e Dopazo (1994). O spray é injetado
diretamente na ZRI, com as gotas mantendo-se concentradas ao longo do cone formado pelo
spray. As gotas passam a ser aquecidas pela radiação proveniente da chama e das paredes da
câmara, além de uma combinação de convecção e condução devido aos gases quentes
retornados da chama que são carreados para ZRI. Desta forma, as gotas evaporam e são
desaceleradas ao longo de suas trajetórias a uma taxa que depende do tamanho de cada uma.
Gotas com menor diâmetro, tendem a seguir o escoamento reverso e evaporam quase
129
instantaneamente (diâmetro inferior a 30µm (Kawahara et al., 1996)), suprindo as condições
de ignição e ancorando a chama próxima ao queimador. Por outro lado, as gotas maiores
possuem quantidade de movimento suficiente para atravessar o escoamento reverso e terão
sua vaporização completa a jusante da ZRI. No entanto, parte da vaporização ocorre ainda na
ZRI, resultando em uma região de alta geração de vapor e apenas uma limitada quantidade de
oxigênio sendo suprida do escoamento de ar que envolve o spray, caracterizando uma região
de combustão rica com altas concentrações de hidrocarbonetos não queimados e CO. À
medida que se fortalece a região de recirculação, aumentando S’, grande parte da vaporização
das gotas acaba sendo confinada nessa região (Barreiros et al., 1993).
A Figura VI.3 apresenta fotografias do primeiro visor da câmara (centro do visor a
18cm do queimador) para chamas em três condições de número de “swirl”. Para S’= 0,264 (α
= 15o) não é possível visualizar a influência da ZRI na estrutura da chama. No entanto, sua
atuação se faz presente, visto que, para S’ inferiores a esse valor não foi possível estabilizar a
chama. As fotografias ainda mostram que à medida que S’ aumenta, a tendência da chama é
se concentrar mais próxima ao queimador. Isto também pode ser comprovado pelo
comportamento da temperatura medida pelo termopar 1, posicionado 18cm a jusante do
queimador (Figura VI.4). O aumento da temperatura, com o aumento do número de “swirl”,
mostra que há uma maior liberação de energia proveniente das reações de combustão nas
proximidades do queimador.
130
a) S’= 0,264 b) S’= 1,763 c) S’= 7,637
Figura VI.3 - Fotografias da chama a 18cm do queimador para diferentes valores de S’.
0 1 2 3 4 5 6 7 8
S'
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
Tem
pe
ratu
ra a
18cm
do q
ue
ima
do
r [
C]
o
Figura VI.4 - Comportamento da temperatura medida pelo termopar posicionado a 18cm do
queimador, com a variação do número de “swirl”.
131
Apesar do aumento de temperatura na região próxima ao queimador, devido a redução
do comprimento da chama e confinamento da vaporização das gotas na ZRI, quando S’
aumenta, a combustão acaba acontecendo sob condições ricas e os gases de combustão
apresentam alto teor de hidrocarbonetos não queimados e CO. A Figura VI.5 mostra o
aumento da porcentagem de CO nos gases de combustão logo após a região de chama. No
entanto, a jusante da ZRI tais compostos de oxidação parcial reagem com o oxigênio presente
em alta concentração. Na saída da câmara, a porcentagem de CO nos gases de combustão
manteve-se próxima a zero (< 0,02%) para qualquer valor de S’, demostrando que o tempo de
residência em torno de 5 segundos foi suficiente para mistura dos gases provenientes das
reações da ZRI com o oxigênio remanescente e que as reações de oxidação foram finalizadas.
0 1 2 3 4 5 6 7 8
S'
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
%C
O
Amostragem para o volume de 227 litros
Figura VI.5 - Comportamento da porcentagem de CO com S’. Amostragem dos gases de
combustão feita para o volume da câmara de 227 litros (1,225m do queimador).
132
Comparando as curvas (a) e (b) da Figura VI.2, percebe-se que a maior parte do NOx é
formado na região de chama. Sabe-se que a formação de NO por meio do mecanismo
reacional térmico, ou de Zeldovich, é predominantemente na região de pós–chama, em virtude
das reações de tal mecanismo serem lentas quando comparadas com as reações de oxidação
dos hidrocarbonetos. Além disso, o mecanismo térmico é extremamente dependente de
elevada temperatura, acima de 1500oC, em função da elevada energia de ativação das reações
envolvidas. A dependência da taxa de formação de NO com a temperatura e com as
concentrações de O2 e N2 está representada na equação (VI.1) (Glarborg, 1993).
].[N]/T).[O67650(.10.3,1dt
d[NO]2
2/12
5 −= exp . (VI.1)
Em função das observações feitas para a Figura VI.2 é bastante razoável considerar
que uma boa parte do NO é formado através do mecanismo “prompt”, onde há o
envolvimento de radicais intermediários do mecanismo reacional de oxidação dos
hidrocarbonetos. Em chamas de hidrocarbonetos ricas, considera-se que a principal fonte de
NO é a fixação do nitrogênio atmosférico (N2) por hidrocarbonetos fragmentados, em reações
como (Syska, 1993):
CH + N2 = HCN + N , (VI.2)
CH2 + N2 = HCN + NH . (VI.3)
O nitrogênio proveniente da reação (VI.2) ainda pode participar da reação rápida:
133
N + OH = NO + H . (VI.4)
Contudo, os outros produtos, HCN e NH, serão parcialmente convertidos em N2 em
temperaturas acima de 1100oC. Ainda para o caso de chamas ricas, o NO pode ser convertido
em N2 através da reação intermediária (VI.5), que converte o NO em HCN, sendo este último
finalmente reduzido a N2. Spliethoff et al. (1996) também relataram, para queima de carvão
pulverizado, que o aumento de temperatura em regiões ricas acelera a taxa de decomposição
dos compostos nitrogenados, diminuindo a emissão de NOx.
CH + NO = HCN + O . (VI.5)
A interpretação para o comportamento do NOx pode ser dada como segue: como
observado na fotografia (a) da Figura VI.3, para o S’ baixo, o jato cruza a fraca região de
recirculação e as gotas acabam vaporizando em regiões com alta concentração de oxigênio, o
que é fundamental para formação do NO. Aumentando-se S’, a ZRI é fortalecida, confinando
a vaporização das gotas na ZRI rica. Isto resulta em uma progressiva redução da conversão do
nitrogênio para NO.
Apesar dos comentários feitos sobre redução do NO no mecanismo “prompt”, não se
pode descartar que flutuações locais de temperatura (que não podem ser detectadas pelos
termopares utilizados) e concentrações de superequilíbrio de O e OH em algumas regiões da
chama possam acelerar a taxa de reação das reações (VI.6) e (VI.7) do mecanismo de
Zeldovich.
N2 + O = NO + N (VI.6)
134
N + OH = NO + H (VI.7)
Assim, o aumento de temperatura na região próxima ao queimador pode favorecer a
formação do NOx térmico, explicando o fato de que à medida que S’ vai aumentando, a sua
eficiência na redução da emissão de NOx vai diminuindo. Ou seja, à medida que S’ aumenta a
vaporização das gotas em regiões ricas diminui a formação do NOx “prompt”, por outro lado
eleva a temperatura na região próxima ao queimador, podendo favorecer a formação do NOx
térmico. Os valores de temperatura apresentados na Figura VI.4 estão longe de representar a
distribuição de temperatura na chama, mas indicam a tendência da mesma.
O comportamento observado para o NOx em função de S’, está de acordo com os
resultados experimentais de Barreiros et al. (1993) para queima de óleo pesado. Para os
números de swirl 0,6, 0,9, e 1,3, a emissão de NOx foi 400, 150 e 100ppm, respectivamente.
Também observaram que a eficiência na redução da emissão de NOx diminui com aumento de
S’ e que temperatura também aumentou na região de chama. Para o caso da queima de óleo
pesado, também está presente a formação de NO devido ao nitrogênio contido no
combustível. No entanto, Barreiros et al. observaram que o comportamento do NO
proveniente do combustível, frente a presença da ZRI, é o mesmo observado para o NOx
“prompt”.
135
VI.2.1.2 – Variação da Razão de Atomização
A razão de atomização (ratm) é definida como sendo a razão entre as vazões mássicas
do fluido de atomização e do combustível.
f
fatmaratm m
mr //= . (VI.8)
A figura VI.6 mostra o comportamento das temperaturas medidas a 18 e 70cm a
jusante do queimador em função da razão de atomização, para as ensaios de 8 a 13 da Tabela
VI.1. À medida que ratm aumenta, as gotas formadas pelo spray diminuem e, como
consequência, passam a ter vaporização completa mais rapidamente. A relação entre o tempo
de vaporização de uma gotícula de combustível e seu diâmetro é conhecida como lei “d2”,
dada por (Glassman, 1987):
tdd v2
02
.β−= , (VI.9)
onde: d é o diâmetro instantâneo da gota, d0 o diâmetro inicial, βv o coeficiente de
vaporização do combustível e t o tempo. Assim, o tempo de vaporização depende do
quadrado do diâmetro; por exemplo, a redução do diâmetro de uma gota de 100 para 30µm
representa um diminuição de onze vezes no seu tempo de vaporização. No capítulo V, a
Figura V.27 apresenta o diâmetro médio das gotas do spray em função da razão de
atomização para a vazão 2,5g/s de diesel.
136
As características da combustão do spray de combustível podem influenciar a
temperatura na região de chama, pois as gotas menores, com tempo de vaporização baixo,
misturam rapidamente com o ar, criando na chama regiões de queima que se assemelham à
combustão de uma chama pré-misturada, onde obtêm-se temperaturas mais elevadas (Rink e
Lefebvre, 1989). Desta forma, espera-se que com o aumento da razão de atomização a
temperatura na região de chama também aumente, tal qual como observado na Figura VI.6.
0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20
r
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
Te
mpera
tura
[ C
]
o
atm
T1 - 18cm
T2 - 70cm
Figura VI.6 – Comportamento das temperaturas medidas pelos termopares 1 e 2, posicionados
a 18 e 70 cm a jusante do queimador, em função da razão de atomização.
O aumento da razão de atomização pode ter consequências negativas para emissão de
NOx, pois, além de propiciar o aumento da temperatura média na zona de chama, pode criar
regiões com temperatura extremamente elevada, devido a uma melhora local na qualidade da
137
mistura. Pershing et al. (1978) observaram que a diminuição do tamanho das gotas aumentou
o NOx térmico em chamas de óleo residual. O aumento do NOx para gotas pequenas foi
atribuído ao incremento da intensidade de combustão na região primária da chama (próximo
ao queimador). A Figura VI.7 apresenta o comportamento da emissão de NOx em função da
razão de atomização para medidas feitas na saída da fornalha.
0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20
r
40
50
60
70
80
90
100
110
NO
x [p
pm
]
atm
Figura VI.7 – Comportamento da emissão de NOx (saída da câmara) em função da razão de
atomização, para as condições dos ensaios de 8 a 13 da Tabela VI.1.
As figuras VI.6 e VI.7 mostram que os resultados obtidos seguem as observações
feitas por Pershing et al., pois com a diminuição do tamanho das gotas incrementou-se a
intensidade de combustão, visto o aumento da temperatura na região primária da chama,
medida pelo termopar T1, posicionado a 18 cm a jusante do queimador.
138
Sarv e Cernansky (1989) confirmaram os resultados de Pershing et al. e apontaram
que a situação torna-se mais crítica para emissão de NOx à medida que se caminha para as
condições de estequiométrica ou ligeiramente pobre, devido a facilidade de penetração do
oxidante no spray, com a diminuição do tamanho das gotas. Por outro lado, observaram que
para condições extremamente pobres o tamanho das gotas tem influência menor na emissão
de NOx, em função da abundância de oxidante na região de chama. Lyons (1982) apresentou
resultados teóricos e experimentais sobre a influência da qualidade da mistura na formação de
NOx, para combustão do querosene com ar em diversas razões de equivalência. Os resultados
apontaram que para excessos de oxidante abaixo de 33% o aumento da qualidade da mistura
propicia maiores emissões de NOx.
A emissão de CO na saída da câmara permaneceu próxima a zero (< 0,02%) para
todas as razões de atomização ensaiadas. No entanto, a conversão completa do CO para CO2
necessita de um maior volume à medida que se diminui a razão de atomização, em função da
dificuldade de penetração do oxigênio no spray, devido a presença de gotas maiores. A Figura
VI.8 apresenta o comportamento da emissão de CO em função da razão de atomização para as
medidas feitas pela sonda posicionada no volume de câmara de 227 litros. É evidente que o
aumento na qualidade da atomização irá propiciar uma concentração menor de CO na região
pós-chama. Assim, para minimizar a emissão de NOx através do controle da qualidade de
mistura é preciso atentar para que haja tempo de residência suficiente para a conversão de
CO em CO2.
139
0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20
r
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
%C
O
atm
Figura VI.8 – Comportamento da emissão de CO (volume de 227 litros) em função da razão
de atomização, para as condições dos ensaios de 8 a 13 da Tabela 6.1.
IV.2.2 – Condição Padrão de Operação
O enriquecimento do ar com oxigênio ocasiona mudanças em diversos parâmetros de
operação da câmara, como: vazões, distribuição de temperatura, nível de turbulência, número
de swirl, emissão de gases e taxa de incineração. Desta forma, estabeleceu-se uma condição
padrão de operação da câmara para se quantificar as alterações devido ao enriquecimento.
Uma série de ensaios preliminares foi realizada tentando balancear os critérios:
1) Potência e excesso de ar compatíveis com as temperaturas suportadas pelos termopares.
2) Elevada eficiência de combustão (baixa emissão de CO).
3) Baixo consumo de oxigênio (minimização do custo dos ensaios).
4) Simulação de condições industriais em escala laboratorial.
140
A condição resultante desses ensaios preliminares foi estabelecida como padrão de
operação, corresponde ao ensaio número 15 da Tabela VI.1. A Tabela VI.2 apresenta maiores
detalhes.
Tabela VI.2 – Parâmetros da condição padrão de operação para diesel.
Vazão de combustível (mf) 3,11 g/s
Vazão de ar de combustão (mar/comb) 51,74 g/s
Vazão de ar de atomização do combustível (mar/atm/f) 0,45 g/s
Vazão de resíduo (mres) 10,00 g/s
Vazão de ar de atomização do resíduo (mar/atm/res) 1,00 g/s
Vazão total (mt) 66,30 g/s
Potência gerada (Pot) 133,55 kW
Temperatura na saída da câmara (T8) 757 oC
Tempo de residência (tres) 4,18 seg
Excesso de oxidante (b) 14,40 %
Número de swirl (S’) 1,00
Número de Reynolds da câmara (Rec) 3113
Alguns dos parâmetros apresentados na Tabela VI.2 não seguem fielmente os valores
normalmente utilizados nas unidades de incineração. Em geral, os parâmetros operacionais de
uma câmara de incineração são ajustados para propiciar o mínimo teor de CO nos gases, por
ser o fator que melhor indica a eficiência do processo de incineração, em virtude da facilidade
de sua medida e por estar relacionado com a qualidade da mistura no interior da câmara.
141
Assim, parâmetros como número de Reynolds, número de swirl, excesso de oxidante e tempo
de residência são combinados com intuito de minimizar a emissão de CO.
A Tabela VI.3 apresenta a análise de gases na saída da câmara para as situações onde
o resíduo é injetado ou não (ensaio 14 da Tabela VI.1), percebendo-se que a emissão de CO é
baixa (> 0,02%). A eficiência do processo pode ser atribuída ao elevado tempo de residência
da câmara, visto que a porcentagem de CO medida pela sonda inferior (227 litros) foi de 1,53
% para situação de injeção de resíduo, ou seja, houve tempo suficiente para que o CO
proveniente da região de chama e o oxigênio remanescente se misturassem e reagissem
formando CO2.
Tabela VI.3 – Emissão de gases na saída da câmara para a condição padrão de operação com
e sem injeção de resíduo
%O2 %CO2 %CO NOx [ppm]
Com resíduo 2,84 ± 0,06 13,21 ± 0,05 > 0,02 60,64 ± 0,70
Sem resíduo 2,80 ± 0,07 13,27 ± 0,06 > 0,02 86,54 ± 1,58
A injeção de resíduo causa uma redução na emissão de NOx em cerca de 30% em
relação à situação sem injeção. Tal fato ocorre em virtude da queda de temperatura ao longo
da câmara, principalmente na região de chama que, conforme já discutido, é a região
responsável pela maior parte do NOx formado. A Figura VI.9 apresenta a distribuição de
temperatura ao longo da câmara para ambas situações.
142
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
Distância axial [m]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
Com injeção de resíduo
Sem injeção de resíduo
Figura VI.9 – Distribuição de temperatura ao longo da câmara para condição padrão de
operação utilizando diesel como combustível, com e sem injeção de resíduo (perfil de
medidas na linha de centro).
O resíduo é injetado a 32cm a frente do queimador, ou seja, entre os termopares 1 e 2
(14cm acima do termopar 1 e 38cm abaixo do termopar 2). Como a injeção não é feita
diretamente sobre a chama, o spray de resíduo não chega a apaga-lá. No entanto, há
transferência de calor da chama para as gotas de resíduo, o que acaba diminuindo a
temperatura na região de chama, como pode ser observado comparando as curvas da Figura
VI.9. Após o termopar 3 (1,05m do queimador) já não há mais a presença visual nem da
chama nem do spray de resíduo. Assim, a câmara de combustão pode ser dividida em duas
regiões, em função dos processos predominantes: primária, entre o queimador e o termopar 3,
correspondendo a região de presença da chama, injeção de resíduo, vaporização e mistura do
resíduo com os gases de combustão; secundária, entre o termopar 3 e a saída câmara, região
de transferência de calor dos gases provenientes da região primária para parede da câmara.
143
Normalmente, as normas relacionadas com os processos de incineração estabelecem
que os gases devem permanecer pelo menos 2 segundos em temperaturas acima de 850 oC. A
temperatura na saída da câmara foi adotada como sendo 757 oC, para a que a distribuição de
temperatura no interior da câmara fosse compatível com o limite de operação dos termopares
instalados. A temperatura de 850 oC é atingida nas proximidades do termopar 7 (conforme a
Figura VI.9), posicionado 3m a jusante do queimador, correspondendo a um tempo de
residência próximo a 3 segundos. Desta forma, mesmo a temperatura na saída da câmara
sendo inferior a 850 oC, as condições mínimas necessárias de incineração foram atingidas nos
ensaios.
VI.2.3 – Ensaios Com Chamas Enriquecidas
Variou-se a porcentagem de oxigênio no oxidante desde 21% (ar atmosférico) até
100% (oxigênio puro). O oxigênio foi injetado na linha de ar antes do queimador, por ser a
condição mais simples para adaptação de um sistema de combustão convencional em
combustão enriquecida. Além disso, a injeção de oxigênio antes da passagem pelo “swirler”
garante uma mistura homogênea no oxidante. Os resultados apresentados nesta subseção são
referentes os ensaios 15 a 24 da Tabela VI.1. A vazão de combustível foi mantida em 3,11g/s
e as vazões de ar de combustão, ar de atomização do combustível, ar de atomização do
resíduo, oxigênio de combustão, oxigênio de atomização do combustível e oxigênio de
atomização do resíduo foram combinadas de tal maneira que mantivessem o excesso de
oxidante normalizado em 14,65% ± 1,04, ou seja, a razão mf/mO2 praticamente constante em
qualquer valor de enriquecimento. A vazão de resíduo foi ajustada para cada condição de
enriquecimento tendo como referência a temperatura na saída da câmara (T8), mantida em
torno de 757 oC (temperatura obtida para condição padrão).
144
VI.2.3.1 – Taxa de Incineração
A Figura VI.10 apresenta o comportamento da taxa de incineração, definida como a
razão entre as vazões mássicas de resíduo e combustível (mres/mf), em função da porcentagem
de oxigênio no oxidante. Percebe-se que há um aumento considerável até aproximadamente o
nível de enriquecimento de 50% de oxigênio, cerca de 85% acima da condição padrão. No
entanto, a partir desse ponto, a taxa de incineração aumenta “lentamente” com o incremento
da porcentagem de O2 no oxidante. Para combustão com oxi-chama (100% O2), o aumento da
taxa de incineração foi de 111% em relação a condição padrão e 13,4% em relação a condição
de 50% de O2. Tal comportamento já havia sido previsto nos cálculos termoquímicos
apresentados no capítulo IV.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
3.00
3.25
3.50
3.75
4.00
4.25
4.50
4.75
5.00
5.25
5.50
5.75
6.00
6.25
6.50
6.75
7.00
Ta
xa d
e in
cin
era
ção
Figura VI.10 – Comportamento da taxa de incineração com a porcentagem de oxigênio no
oxidante, para b = 14,65% ± 1,04 e T8 ≅ 750 oC.
145
O comportamento da taxa de incineração, apresentado na Figura VI.10, está atrelado à
vazão mássica de ar na câmara, mais especificamente a vazão de N2. Quanto menor a
quantidade de N2 presente no oxidante, mais energia estará disponível para incineração, visto
que a vazão de oxigênio total (O2 do ar + O2 injetado) praticamente não foi alterada nos
ensaios. No entanto, a vazão de ar diminui acentuadamente até aproximadamente 50% de O2;
deste ponto em diante, sua redução é menos acentuada e, consequentemente, menos energia
estará disponível para aumentar a capacidade de incineração da câmara. Isso explica a
eficiência do processo de enriquecimento até 50% de O2. A Figura VI.11 apresenta o
comportamento das vazões na câmara em função da porcentagem de oxigênio no oxidante.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
10
20
30
40
50
60
70
Va
zõe
s m
áss
ica
s [g
/s]
Resíduo
Ar
Oxigênio
Total
Figura VI.11 – Vazões de resíduo, ar, oxigênio e total, em função da %O2 no oxidante.
Cada grama de oxigênio puro adicionada ao fluxo de oxidante corresponde à redução
de um grama de oxigênio proveniente do fluxo de ar atmosférico. Como, para cada grama de
146
oxigênio do ar estão presentes 3,29 gramas de nitrogênio, pode-se dizer que para cada grama
O2 puro injetado no fluxo de oxidante disponibilizamos, para o processo de incineração, a
energia contida em 3,29 gramas de nitrogênio na temperatura de saída da câmara.
A Figura VI..12 apresenta o comportamento da vazão de resíduo em função da vazão
de oxigênio puro adicionado à câmara. Percebe-se que a vazão de resíduo tem um aumento
aproximadamente linear com o aumento da vazão de oxigênio adicionado. Assim, conhecendo
a relação entre o aumento da capacidade de incineração e a quantidade de oxigênio
adicionado para uma determinada condição de enriquecimento, pode-se estimar o aumento da
capacidade de incineração em qualquer outro nível de enriquecimento. Evidentemente que,
para que haja coerência nesta estimativa, as condições de excesso de oxidante, temperatura na
saída da câmara e poder calorífico do resíduo devem ser conservadas.
0 2 4 6 8 10 12 14
Vazão de oxigênio puro adicionado [g/s]
8
10
12
14
16
18
20
22
Va
zão
de r
esí
duo
[g/s
]
Figura VI.12 – Aumento da vazão de resíduo em função da vazão de oxigênio puro injetado
na câmara.
147
Analisando os resultados da Figura VI.12, obtém-se que o valor médio da razão entre
o aumento da vazão de resíduo (em relação à condição padrão) e a vazão de oxigênio
adicionado, é de 0,89 ± 0,04 gres/gO2. Assim, para cada grama de oxigênio puro acrescentado
há um aumento médio de 0,89 gramas de resíduo na capacidade de incineração da câmara.
VI.2.3.2 – Distribuição de Temperatura
Apesar da temperatura na saída da câmara ter sido mantida aproximadamente
constante, o aumento da porcentagem de oxigênio altera significativamente sua distribuição
ao longo da mesma, principalmente na região de chama. A Figura VI.13 mostra a distribuição
de temperatura da câmara para os ensaios realizados.
As medidas do termopar 1, próximo a saída do queimador (18cm), mostra que há uma
tendência de aumento da temperatura nessa região, à medida que se eleva a porcentagem de
oxigênio. Basicamente, a diminuição da concentração de nitrogênio na região de chama altera
os processos físicos e químicos ali desenvolvidos, diminuindo o comprimento da chama e
aumentando a energia liberada por unidade de volume.
O aumento da concentração de oxigênio acelera as taxas de reação, ou seja, as reações
finalizam-se em tempos mais curtos. Além disso, a elevação da temperatura na região de
chama aumenta o coeficiente de vaporização do combustível (equação IV.9), fazendo com
que as gotas do spray vaporizem mais rapidamente, o que facilita a mistura entre o
combustível e o oxidante, favorecendo a redução do comprimento da chama.
148
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
DISTÂNCIA AXIAL [m]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
21%
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
24,98%
29,96%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
35,34%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
TE
MP
ER
AT
UR
A [ C
]
41,68%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
50,85%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
62,27%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
74,09%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
92,32%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
100,00%
o
Figura VI.13 – Distribuição de temperatura ao longo da câmara para as diversas condições de
enriquecimento (perfil de medidas na linha de centro).
149
Analisando os resultados da Figura IV.13, nota-se que, com aumento do nível de
enriquecimento, a diferença de temperatura entre os termopares 2 e 3 vai se acentuando.
Através de observações visuais feitas nos visores da câmara, notou-se que para baixos níveis
de enriquecimento (de 21 a 35,34% de O2) ainda há presença da chama na região
compreendida pelos termopares 2 e 3. Isto significa que parte das reações de combustão
ocorrem em um ambiente com acentuada presença de resíduo vaporizado. Ou seja, a energia
liberada pelas reações nessa região é rapidamente absorvida pelo resíduo ali presente, fazendo
com que a diferença de temperatura seja pequena. Por outro lado, à medida que a chama reduz
seu comprimento, como consequência ao aumento do nível de enriquecimento, a presença da
chama entre os termopares 2 e 3 vai se reduzindo, sendo que para valores acima de 41,68% de
O2, não foi mais observada a sua presença visual nessa região.
Para elevados níveis de enriquecimento (acima de 41,68%), a chama acaba sendo
confinada na parte da câmara inferior ao termopar 2. Como esta é uma região onde ainda não
há uma intensa mistura entre o gases quentes provenientes da chama e o resíduo vaporizado, a
tendência da temperatura é de se elevar com o aumento do enriquecimento. Por outro lado, os
resultados obtidos pelo termopar 3 indicam que, apesar do enriquecimento, não há uma
variação acentuada de temperatura neste ponto. Assim, pode-se dizer que, para qualquer nível
de enriquecimento, as reações químicas e o processo de mistura entre os gases quentes e o
resíduo ficam quase que totalmente confinados à região compreendida entre a saída do
queimador e o termopar 3 (região primária).
A Figura VI.14 compara, em detalhes, uma situação de baixo enriquecimento (24,98%
de O2) com uma situação de elevado enriquecimento (92,32% de O2), na região primária.
Percebe-se claramente o aumento de temperatura nos termopares 1 e 2 e que, apesar do
150
enriquecimento, a temperatura no termopar 3 não sofreu grande alteração. Ou seja, há uma
compensação entre o aumento da temperatura dos gases de combustão e o aumento da taxa de
incineração de tal forma que, a partir do termopar 3, a distribuição de temperatura na câmara
possui comportamento qualitativo e quantitativo semelhante, para qualquer nível de
enriquecimento, como mostra a Figura VI.13. A transferência de calor para o resíduo e para a
parede da câmara é discutida com mais detalhe na subseção VI.2.3.4, referente ao balanço de
energia na câmara.
Para ilustrar os comentários feitos na presente seção, a figura VI.15 esquematiza o
comportamento da chama para as situações de baixo e alto nível de enriquecimento. As
ilustrações foram feitas baseadas nas temperaturas medidas e nas observações visuais (através
dos visores) realizadas durante os ensaios. A região 1 é caracterizada pela presença de chama,
englobando grande parte dos processos físicos e químicos nela desenvolvidos, e uma fraca
mistura entre os produtos de combustão e o combustível vaporizado. A região 2 já é
caracterizada pela intensa mistura entre os gases de combustão e o resíduo e, para o caso de
alto nível de enriquecimento, não há mais presença de chama. Na região 3, a maior parte das
reações de combustão e o processo de mistura foram finalizados, havendo apenas
transferência de calor dos gases para a parede da câmara até a saída da mesma.
151
Baixo enriquecimento (24,98%)
Alto enriquecimento (92,32%)
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50
Distância axial [m]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
Tem
pera
tura
[ C
]
Presença de chama
Vaporização do
resíduo
Fraca mistura
entre os gases e o resíduo
vaporizado
Região 1
Intensa mistura
Região 2
Não há presença de chama
Completa misturaentre os gases de
combustão e o resíduo
vaporizado
Início da Região 3
Injeção de resíduo
o
entre os gases
e o resíduo
vaporizado
Presença de chama
(a)
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50
Distância axial [m]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
Tem
pera
tura
[ C
]
Presença de chama
Vaporização do resíduo
Fraca mistura
entre os gases e o resíduo
vaporizado
Região 1
Intensa mistura
Região 2
Não há presença de chama
Completa misturaentre os gases de
combustão e o resíduo
vaporizado
Início da Região 3
Injeção de resíduo
o
Não há presença de chama
o
entre os gasese o resíduovaporizado
(b)
Figura VI.14 – Comparação entre duas condições de enriquecimento, baixo nível (24,98% de O2) e alto nível (92,32% de O2) (perfil de
medidas na linha de centro).
152
a) Baixo nível de enriquecimento b) Alto nível de enriquecimento
Figura VI.15 – Ilustrações da chama e injeção de resíduo para as condições de baixo e alto
nível de enriquecimento.
VI.2.3.3 – Emissões de Gases
Conforme já discutido, a análise de gases foi realizada por meio de uma sonda
refrigerada e posicionada a 30cm antes da saída da câmara, correspondendo a um volume de
994 litros. Em algumas ocasiões, foram realizadas análises através de outra sonda posicionada
após a frente chama (227 litros), para complementar os resultados.
153
A Figura de VI.16 mostra a porcentagem de O2 nos gases de combustão a 994 litros e
a 227 litros, em função da porcentagem de O2 no oxidante. O aumento de O2 na saída da
câmara ocorre em virtude da redução do diluente N2, pois, como manteve-se o excesso de
oxidante aproximadamente constante, por volta de 15%, a vazão mássica de oxigênio
praticamente não foi alterada. A vazão do oxigênio que deixa a câmara diluído nos gases de
combustão foi em torno de 1,58g/s, independente do nível de enriquecimento.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
%O
2 n
os
ga
ses
de c
om
bust
ão
O2 superior (994 litros)
O2 inferior (227 litros)
Figura VI.16 – Porcentagem volumétrica de O2 nos gases de combustão em função da
porcentagem de O2 no oxidante, para medidas realizadas a 227 e 994 litros.
Comparando os medidas feitas na saída da câmara e nas proximidades da frente de
chama, observa-se que para porcentagens de O2 no oxidante inferior a 50%, há uma diferença
significativa entre os resultados. Acima de 50% de O2 o resultado é praticamente o mesmo
para ambos pontos de amostragem de gases. Tal comportamento está atrelado à redução do
154
comprimento de chama e melhor eficiência na qualidade de mistura entre o oxigênio e o
combustível vaporizado. É importante observar que a captação de gases para análise é feita na
direção do escoamento e posicionada no eixo central vertical. Assim, os resultados para
análise a 227 litros indicam que à medida que a porcentagem de oxigênio no oxidante vai
aumentando, maior é a capacidade de penetração do O2 no interior do spray de combustível e
que, como consequência, mais rapidamente as reações químicas estão sendo finalizadas.
Os resultados para emissão de oxigênio estão coerentes com os da emissão de CO na
saída da câmara e a 227 litros. Conforme mostra a figura VI.17, a porcentagem de CO medida
a 227 litros e no centro da câmara, diminui drasticamente com aumento da porcentagem de O2
no oxidante. Já para a saída da câmara, o CO sempre esteve próximo a zero (< 0,02%),
indicando que o tempo de residência foi suficiente, em qualquer situação, para oxidação
completa do combustível.
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
%C
O n
os
gase
s de c
om
bust
ão
CO inferior (227 litros)
CO superior (994 litros)
Figura VI.17 - Porcentagem volumétrica de CO nos gases de combustão em função da
porcentagem de O2 no oxidante, para medidas realizadas a 227 e 994 litros.
155
Apesar da redução do número de Reynolds com aumento do enriquecimento, assunto
tratado com maior detalhe adiante, a qualidade da mistura entre o combustível e o oxidante
(intensidade de mistura) aumentou na região de chama. Basicamente, alguns fatores que
favorecem esta situação podem ser destacados.
1) A elevação da temperatura na região de chama aumenta a taxa de vaporização das gotas,
ou seja, o combustível é vaporizado em um tempo menor facilitando a penetração do
oxidante na região central do spray.
2) Aumento da concentração de oxigênio no oxidante facilita as condições locais para o
desenrolar das reações químicas.
3) A combustão enriquecida propícia uma maior concentração de espécies hidrogenadas nos
gases de combustão, como, por exemplo H2O e H2, o que acelera consideravelmente a
conversão do CO em CO2 (Turns, 1996).
4) Com a redução do comprimento da chama, devido ao enriquecimento, esta se distancia do
spray de resíduo, evitando que o mesmo “congele” parte das reações químicas em
desenvolvimento, devido à redução local de temperatura.
5) Retornando à Figura VI.11, observa-se que, com enriquecimento, há uma redução na
vazão de oxidante, o que acaba diminuindo o número de swirl e, consequentemente,
enfraquecendo a estrutura da zona de recirculação interna (ZRI). Assim, conforme a
observações feitas na seção VI.2.1.1, o confinamento de combustível vaporizado na ZRI
vai diminuindo e a penetração de oxigênio vai sendo favorecida.
156
A combustão dos hidrocarbonetos, como é o caso do diesel, pode simplesmente ser
caracterizada como sendo em duas etapas: a primeira está relacionada com a quebra do
combustível para formar monóxido de carbono (CO), e a segunda, a etapa final de conversão
do monóxido de carbono em dióxido de carbono (CO2). O mecanismo para oxidação do
monóxido de carbono é relativamente simples, consistindo das reações:
CO + O + M = CO2 + M , (VI.10)
CO + O2 = CO2 + O . (VI.11)
As reações (VI.10 ) e (VI.11) são extremamente lentas para o intervalo de
temperaturas de combustão. Por outro lado, se átomos de H estão presentes, mesmo que em
concentrações baixas, como 20ppm, o mecanismo do CO torna-se fortemente acoplado ao
mecanismo H2 – O2, conforme relatado por Westbrook e Dryer (1984). As reações que
descrevem tal acoplamento são:
CO + OH = CO2 + H , (VI.12)
CO + HO2 = CO2 + OH . (VI.13)
A reação (VI.13) torna-se importante em elevadas pressões ou nos estágios iniciais da
oxidação dos hidrocarbonetos. Para o presente caso, onde a pressão é aproximadamente a
atmosférica, a principal reação de redução do CO é a (VI.12). Dryer e Glassman (1973)
encontraram que em um ambiente composto por O2, H2O, O e OH, em equilíbrio térmico e
157
negligenciando a concentração de H, a taxa de redução do CO, expressa na forma de
Arrhenius, fica:
[ ] [ ] [ ] [ ] 25.02
5.02
16.12 OOHCORT
39480exp10
dt
COd
−=− . (IV.14)
Como apresentado na equação (IV.14), a concentração da água tem um importante
papel na redução global do CO. Assim, a presença de espécies hidrogenadas afeta
tremendamente a taxa de oxidação do CO, em virtude de sua reação com o radical hidroxila
(reação VI.12) ser extremamente mais rápida do que as reações com O2 e O.
O enriquecimento, de uma maneira geral, aumenta a concentração de qualquer espécie
química envolvida no mecanismo reacional, em função da redução da concentração do
diluente N2. Desta forma, a concentração de H2O e de outras espécies hidrogenadas irá
aumentar na região de chama, acelerando a conversão do CO em CO2.
Com a redução do nitrogênio no oxidante, a porcentagem volumétrica de CO2 nos
gases de combustão aumenta demasiadamente, principalmente pelo fato das medidas serem
feitas em base seca. Desta forma, a obtenção experimental da porcentagem de CO2 só foi
possível até 30% de oxigênio no oxidante; acima disso o fundo de escala do analisador (20%
de CO2) é ultrapassado. Para as situações onde não foi possível realizar as medidas, adotou-se
o diesel como tendo fórmula C12H26, e estimou-se a porcentagem de CO2 em base seca e na
saída da câmara através da reação:
158
2f
2res
2
ar
2
ar2O
2612f CO.
170
m.12OH.
18
mN.
2829,4
29,3.m
O.32
29,4mm
HC.170
m
⇒
+
+
++
2
ar
2ff
ar2O
2resf N.
2829,4
29,3.m
O.170.2
m.13
170
m.12
3229,4
mmOH.
18
m
170
m.13
+
−−+
+
++ , (VI.15)
onde, mf é a vazão de diesel, mO2 a vazão total de oxigênio (combustão + atomização), mar a
vazão total ar (combustão + atomização) e mres a vazão de resíduo. Não foi considerada a
presença de CO e NOx nos gases de combustão, em função de apresentarem valores
desprezíveis na saída da câmara, em comparação com O2, CO2, e N2. Também não foi
considerada a hipótese de dissociação, em virtude da baixa temperatura na saída da câmara.
Mesmo que se atinjam temperaturas locais elevadas na chama, condição necessária para
ocorrência da dissociação, à medida que a temperatura diminui ao longo da câmara, os
compostos possivelmente formados seriam reconvertidos em compostos de oxidação
completa.
A Figura IV.18 apresenta os resultados experimentais e calculados para a porcentagem
de CO2 em base seca na saída da câmara, em função da porcentagem de oxigênio no oxidante.
A ligeira discordância entre a tendência dos resultados experimentais e dos calculados reside
no fato de incertezas quanto a composição do diesel, admitido como sendo C12H26.
159
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
10
20
30
40
50
60
70
80
90
%C
O2
nos g
ase
s de
com
bust
ão
Medido
Calculado
Figura VI.18 - Porcentagem volumétrica de CO2 nos gases de combustão em base seca na
saída da câmara em função da porcentagem de O2 no oxidante. Valores medidos ou
calculados.
A porcentagem volumétrica do CO2, na verdade não é a maneira mais adequada de se
analisar a emissão desse gás quando está envolvido um processo de enriquecimento. Uma
observação desatenta da Figura VI.18 poderia levar à conclusão de que o enriquecimento
causa um aumento brutal na emissão de CO2 que, como já discutido, é um dos responsáveis
pelo indesejável “efeito estufa”. Como a vazão de combustível e a vazão total de oxigênio
(proveniente do ar + injetado puro) foram mantidas constantes nos ensaios, a emissão mássica
de CO2 também permaneceu constante. A Figura VI.19 mostra o resultado da conversão das
emissões de O2, CO2 e H2O (este último somente o que foi gerado pela combustão) em
porcentagem volumétrica para emissão em massa.
160
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Va
zõe
s na
sa
ída
da
câm
ara
[g/s
]calculado
experimental
CO2
calculado
experimental
H20
O2
Figura VI.19 – Emissões mássicas de O2, CO2 e H2O, sendo que para H2O foi considerado
apenas o que se forma nas reações de combustão.
É importante observar que, ao mesmo tempo que a emissão mássica de CO2
permanece constante com o enriquecimento, há um aumento na taxa de incineração. Sendo
assim, a razão entre a massa de CO2 lançada para atmosfera e a massa de resíduo incinerado
(mCO2/mres) reduz com aumento do enriquecimento. Ou seja, lança-se menos CO2 para
atmosfera quando se incinera uma certa massa de resíduo aquoso em condições de
enriquecimento. A Figura VI.20 mostra o comportamento da razão mCO2/mres com o
enriquecimento do oxidante. Para 100% de O2, a redução na emissão de CO2, normalizada
pela vazão de resíduo, chegou a 55% em relação a condição padrão.
161
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
ma
ssa
de
CO
2/m
ass
a d
e r
esí
du
o [
g/g
]
Figura VI.20 – Massa de CO2 / massa de resíduo em função da porcentagem de oxigênio no
oxidante.
Em processos que fazem uso da combustão enriquecida, deve-se atentar, em especial,
para as emissões de NOx. O aumento da temperatura na região de chama, aliado a alta
concentração de oxigênio, são os principais fatores responsáveis pelo aumento da taxa de
produção deste poluente em ambientes de operação com chamas enriquecidas.
A Figura VI.21 apresenta os resultados da emissão de NOx em função da porcentagem
de oxigênio no oxidante, para amostragens realizadas no volume de 994 litros. A figura
mostra que até o nível de enriquecimento de 35% de O2, o aumento da emissão de NOx é
menos crítico. Por outro lado, deste ponto em diante, inicia-se um aumento acentuado,
162
atingido 2875,2 ppm em 74,09% de O2, cerca de 48 vezes a emissão da condição padrão (60
ppm).
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
400
800
1200
1600
2000
2400
2800
3200
NO
x [p
pm
]
Figura VI.21 – Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, medidas
realizadas na saída da câmara (994 litros) .
A Figura VI.21 apresenta os resultados na forma em que foram obtidos, ou seja, em
partes por milhão [ppm] do volume de gás analisado. No entanto, o aumento da emissão de
NOx deve ser analisado corrigindo os efeitos da diluição ou em base mássica. Para aplicação
em questão, nos interessa a quantidade em massa de NOx despejado para atmosfera. Como o
NO é rapidamente convertido para NO2 ao entrar em contado com oxigênio atmosférico, é
conveniente apresentar os resultados em termos de NO2. Assim, o NO formado na câmara de
combustão, para efeitos de cálculo, foi convertido a NO2. A Figura VI.22 apresenta razão
entre a massa de NO2 emitida e massa de combustível queimado.
163
Ao compararmos os resultados em base mássica (Figura VI.22) com os em base
volumétrica (Figura VI.21), nota-se que o aumento menos acentuado na formação de NOx
para até 35% de enriquecimento realmente acorre. No entanto, para os níveis mais elevados
de enriquecimento, os resultados em base volumétrica acabam não correspondendo à
realidade dos fatos. A maior emissão mássica registrada foi para 50% de O2 no oxidante,
18,81 mg de NO2/g de diesel, e não para 74,09% de O2, como indicam os resultados em base
volumétrica. Esta emissão, a 50% de O2, representa um aumento de 12 vezes em relação à
operação com o ar (1,54 mg de NO2/g de diesel).
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
mg
de
NO
2/g
de d
iesel
Figura VI.22 – Razão mg de NO2/g de combustível, em função da porcentagem de O2 no
oxidante, considerando que todo NO formado é convertido para NO2 na atmosfera.
164
Após 50% de O2 a emissão mássica de NOx começa a diminuir, em função da redução
da concentração do N2 nos gases de combustão. A taxa de formação de NO, tanto pelo
mecanismo de Zeldovich como pelo de Fenimore, dependem da temperatura. Conforme já
discutido, as reações envolvidas no mecanismo de Zeldovich necessitam de elevada energia
de ativação (Westbrook e Dryer, 1984). A região de temperatura mais elevada na câmara
corresponde às medidas feitas pelo termopar 2. Assim, a Figura VI.23 detalha o
comportamento da temperatura nessa região, em função do aumento do nível de
enriquecimento.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
T2 [
C]
o
Figura VI.23 – Temperaturas obtidas pelo termopar 2 em função do enriquecimento do
oxidante.
165
Observa-se que, mesmo com enriquecimento, a temperatura no termopar 2 manteve-se
abaixo dos 1400oC. Como se espera um crescimento significativo da emissão de NOx somente
quando esta atinge valores acima dos 1500oC (Wood, 1994), os resultados apresentados nas
Figuras VI.21 e VI.22 seriam de se estranhar. No entanto, é preciso observar que as medidas
de temperatura realizadas no presente trabalho correspondem somente ao comportamento
médio de cada região da câmara, além do que, na região do termopar 2 já está presente o
resíduo vaporizado, o que impede a generalização desta temperatura para o resto da chama.
Em algumas situações, mais NOx é formado do que o esperado, quando se leva em
conta somente as temperaturas médias em algumas regiões da chama, como relata Rink e
Lefebvre (1989). A emissão de NOx em chamas de sprays está fortemente atrelada às
condições locais de mistura entre o combustível e o oxidante. Assim, mesmo que a
temperatura média obtida experimentalmente, ou a temperatura de chama calculada, seja
suficientemente baixa para não haver uma elevada emissão de NOx, se a distribuição da razão
de equivalência ao longo da chama e/ou dos produtos de combustão, propiciar “bolsões” onde
as reações se desenrolam próximas à condição estequiométrica, a emissão de NOx será mais
elevada do que o esperado.
O trabalho teórico e experimental clássico que detalha a influência do grau de não
uniformidade entre o combustível líquido e oxidante foi feito por Lyons (1982). O autor
mostra que o grau de não uniformidade pode ter consequências completamente diferentes de
acordo com a razão de equivalência total. Por exemplo, para situação de elevado excesso de
oxidante, se as condições na câmara levam a uma incompleta mistura entre o combustível e o
oxidante, flutuações temporais e espaciais na razão de equivalência podem levar a misturas
locais próximas a condição estequiométrica e, assim, mais NO será formado do que se
166
houvesse uma mistura uniforme. Por outro lado, quando a razão de equivalência média está
próxima à condição estequiométrica, um alto grau de não uniformidade é desejado para
diminuir a emissão de NO, pois a tendência seria o surgimento de regiões onde as reações se
processam sob condições de falta e excesso de combustível. Para fazer uma análise mais
detalhada do que realmente se passa no interior da chama, seriam necessários dispositivos
como: termopares de fio fino (cerca de 30µm), para as medidas locais de temperatura e de
suas flutuações, e de uma sonda de amostragem de gases capaz de percorrer todo volume
ocupado pela chama, para determinar as razões de equivalência local.
No presente trabalho, não foi previsto para montagem experimental a realização de
medidas de tamanho detalhe na chama, visto que não é o objetivo central do trabalho, além do
fato da escala do experimento ser desfavorável para isso. No entanto, algumas considerações
podem ser feitas, ainda sob a influência da qualidade da mistura na emissão de NOx, através
dos resultados obtidos. Para o excesso de oxidante utilizado no trabalho, em torno de 15%, ou
seja, não tão distante da estequiometria, espera-se que, quanto maior for o grau de não
uniformidade, menor será a emissão de NOx, baseando-se nas conclusões do trabalho de
Lyons.
Os resultados para a porcentagem de O2 e CO, a 227 e 994 litros, mostraram que o
grau da mistura entre os reagentes é baixo até 40% de O2 no oxidante, conforme já discutido
em parágrafos anteriores, correspondendo exatamente ao ponto onde se inicia o aumento
acentuado de NOx. A partir deste ponto, a qualidade da mistura aumenta e o comportamento
do NOx passa a estar, pelo menos qualitativamente, de acordo com o esperado para chamas
enriquecidas com elevado grau de mistura.
167
A relação entre a qualidade da mistura e o nível de enriquecimento também foi
objetivo do trabalho experimental conduzido por Joshi et al. (1986). Para um queimador
operando com óleo, sem dispositivos para gerar swirl e o oxigênio sendo pré-misturado com
ar antes de entrar na fornalha, observaram que para baixos níveis de enriquecimento (abaixo
de 35% de O2), as curvas isotérmicas e o comprimento de chama sofrem apenas uma pequena
modificação. Por outro lado, para níveis de enriquecimento mais elevados (acima 35% de O2),
tais parâmetros são drasticamente alterados.
Outro fator que também influência o comportamento da emissão de NOx é o tempo em
que os gases permanecem em temperatura elevada. A partir do momento que há a injeção de
resíduo, intensifica-se a transferência de calor da chama para este, diminuindo a temperatura
da chama ou dos gases de combustão. À medida que se aumenta o nível de enriquecimento, o
comprimento da chama vai diminuindo, conforme as observações já feitas na subseção
VI.2.3.2. Portanto, a região compreendida entre a chama e a injeção de resíduo aumenta, ou
seja, o tempo de permanência dos gases de pós-chama em temperatura elevada também
aumenta, o que favorece a formação de NOx. A análise de gases feita a 227 litros, Figura
VI.24, mostra que a injeção de resíduo praticamente congela o mecanismo reacional de
formação de NO visto que, se compararmos com a emissão na saída da câmara, Figura VI.24,
percebemos que a maior parte do NOx é formada até a injeção de resíduo.
Mais comentários sobre o comportamento da emissão de NOx são feitos ao longo da
presente tese, à medida que mais resultados sobre esse assunto vão sendo apresentados, como,
por exemplo, nas seções referentes à combustão com GLP e no capítulo sobre tomografia de
chama.
168
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
400
800
1200
1600
2000
2400
2800
3200
NO
x [ppm
]
Figura VI.24 - Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, medidas
realizadas a 227 litros.
Tal qual feito para emissão de CO2, é conveniente expressar a emissão de NOx em
termos da razão entre a massa de NO2 liberada para atmosfera e a massa de resíduo incinerado
(mg de NO2/g de resíduo). A Figura VI.25 apresenta tal razão em função da porcentagem de
O2 no oxidante. Assim, quando se normalizam os resultados pela massa de resíduo incinerado,
que é o que realmente importa para incineração, nota-se que a emissão de pico de NOx (50%
de O2) foi de aproximadamente seis vezes a emissão da condição padrão. Contudo, este valor
ainda é alto e pode ser considerado um fator limitante para utilização de chamas enriquecidas
com altos níveis de enriquecimento, na incineração de resíduos aquosos. No entanto, ele ainda
está em um patamar que as tecnologias normalmente empregadas para redução de NOx em
dispositivos que utilizam o ar atmosférico como fonte de oxigênio podem ser utilizadas.
Algumas das seções adiante apresentam o resultado do emprego dessas tecnologias, para as
situações de alta emissão de NOx observadas aqui.
169
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
mg d
e N
O2
/g d
e r
esíd
uo
Figura VI.25 – Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo em função da porcentagem
de O2 no oxidante.
VI.2.3.4 – Balanço de Energia
O objetivo desta subseção é determinar o quanto da energia disponibilizada pelo
enriquecimento é realmente aproveitado para o aumento da taxa de incineração. A energia
liberada pelas reações de combustão em processos de incineração segue basicamente três
caminhos diferentes: 1) eliminada com os gases produtos de combustão, 2) transferida para
carga de resíduo e 3) transferida para as paredes da câmara. Quando a queima ocorre sobre
condições enriquecidas, a energia eliminada pelos produtos de combustão diminui, pois a
massa total de gases é reduzida, se a temperatura for mantida constante. Sendo assim, essa
energia disponibilizada seguirá os outros dois caminhos. Para analisar esse contexto sobre as
condições ensaiadas 15 a 24 da Tabela VI.1, realizou-se um balanço de energia na câmara de
170
combustão, aplicando o equacionamento apresentado no capítulo IV com os resultados
obtidos experimentalmente para as vazões, concentrações e temperaturas. Além disso,
considerou-se combustão completa, em função das emissões de CO e NOx serem muitos
baixas na saída da câmara, quando comparadas com as do CO2, O2, N2 e H2O. O resultado
está apresentado na Figura VI.26.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
en
erg
ia/m
assa
de d
iesel [k
cal/k
g d
e d
iese
l]
Calor transferido para parede da câmara
Calor transferido ao resíduo
Entalpia dos produtos de combustão
Entalpia do N2
Figura VI.26 – Resultado do balanço de energia da câmara.
O balanço de energia mostra que praticamente não há uma variação significativa na
razão calor total transferido para parede da câmara/massa de combustível e que, quase toda
energia disponibilizada pela redução da massa de nitrogênio no oxidante é utilizada para
aumentar a taxa de incineração do resíduo. A transferência de calor dos gases de combustão
171
para o resíduo é em grande parte por contato direto, visto que esse é diretamente injetado
sobre os gases. Parte da transferência de calor ainda pode acontecer pela radiação térmica
emitida da chama para o spray de resíduo
A quantidade de calor transferida da chama e dos gases de combustão para parede da
câmara basicamente ocorre por duas maneiras: convecção e radiação. A primeira depende
principalmente da temperatura e velocidade dos gases, a segunda da temperatura, composição
do gás e volume da chama. Além das formas de transferência de calor, o tempo de residência
dos gases na câmara também influencia o total de energia perdida para parede, pois
corresponde ao tempo de troca térmica.
Conforme apresentado na Figura VI.11, com aumento do enriquecimento há uma
redução na massa total de gases que escoa pela câmara. Como a distribuição de temperatura
altera-se muito pouco após a injeção de resíduo (Figura VI.13), o principal fator que acaba
modificando a taxa de transferência de calor convectiva para parede da câmara, à medida que
aumenta-se o nível de enriquecimento, é a diminuição de velocidade em decorrência da menor
vazão mássica de gases. Assim, como há uma redução do número de Reynolds do escoamento
na câmara, taxa de transferência de calor convectiva diminui com aumento do
enriquecimento. A Figura VI.27 apresenta o número de Reynolds em função da porcentagem
de O2 no oxidante. O cálculo foi feito para a seção da câmara correspondente à posição do
termopar 6, usando essa temperatura e a composição dos gases na saída da câmara para obter
a viscosidade média do gás, ou seja, assumindo que a composição dos gases já está em
equilíbrio neste ponto. Como comprimento característico do escoamento foi utilizado o
diâmetro interno da câmara, 0,60m.
172
20 30 40 50 60 70 80 90 100
% de O2 no oxidante
1800
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
Nú
mero
de R
eynold
s
Figura VI.27 – Número de Reynolds na câmara em função da % de O2 no oxidante.
Para a transferência de calor por radiação, o raciocínio já não é tão simples como no
caso da convecção. Diversos fatores, dos quais depende a sua intensidade, são fortemente
afetados pelo processo de enriquecimento e de maneira desigual, alguns favorecendo e outros
reduzindo sua taxa de transferência por radiação.
Para gases de combustão gerados pela queima de hidrocarbonetos, a radiação emitida
pode ser dividida em duas componentes, conforme sua faixa de emissão: 1) a radiação que
emana de certos compostos heteropolares, principalmente dióxido de carbono e vapor d’água;
2) e a radiação que depende do número e tamanho de partículas sólidas presentes
(principalmente fuligem) e da presença de radicais de hidrocarbonetos. A primeira emite no
espectro do infravermelho e a segunda no visível.
173
As mais fortes bandas de emissão para a H2O são 1,9, 2,7, 2,8, 4,4, 6,7 e 21µm. O CO2
irradia fortemente em torno de 2,7, 2,8, 4,3 e 15µm. No entanto, em elevada temperatura
(acima de 2000K), o H2O e CO2 se dissociam, diminuindo a emissão radioativa dos
compostos heteropolares. Por outro lado, há um aumento na emissão proveniente de
compostos diatômicos, principalmente do CO. Contudo, não há uma compensação e a
radiação total emitida é reduzida quando há forte dissociação presente. Além disso, moléculas
simétricas, como H2, O2 e N2, não contribuem para emissão de radiação térmica, mesmo em
temperatura elevada.
A transferência de calor por radiação de uma chama ou volume de gás para parede da
câmara, pode ser estimada pela equação VI.16 (Kreith e Black, 1980).
( ) ( )4wg
4ggw T.T..5,0.1.R α−εε+σ= (VI.16)
onde σ é a constante de Stefan-Boltzmann (5,67.10-8 W/m2.K4), εg é a emissividade do gás na
sua temperatura Tg, αg é a absortividade do gás na temperatura da parede Tw e εw é a
emissividade da parede. Investigações em diversas faixas de valores mostraram que a relação
entre a emissividade e a absortividade do gás pode ser dada como apresentado na equação
VI.17 (Lefebvre, 1983):
5,1
w
g
g
g
T
T
=
ε
α (VI.17)
174
Assim, a absortividade do gás pode ser escrita em termos da emissividade na
equaçãoVI.16 (Lefebvre e Herbert, 1960):
( ) ( )5,2w
5,2gggw TT.T..5,0.1.R −εε+σ= (VI.18)
É evidente que a emissividade do gás dependerá de sua composição. Para uma dada
temperatura, ela pode ser obtida pela equação:
ε∆−ε=ε ∑ i
i
ig C. , (VI.19)
onde a εi e Ci são a emissividade e o fator de correção de pressão para o composto i do gás,
respectivamente, e ∆ε o fator de correção espectral devido à absorção de radiação térmica de
um composto, que foi emitida por outro. A emissividade de qualquer composto do gás
dependerá do produto entre a sua pressão parcial no gás (p’) e o comprimento característico
do gás ou chama (lb), que pode ser estimado pela equação (Lefebvre, 1983):
área
volume4,3lb = . (VI.20)
Em geral, quando se aumenta o produto p’.lb, também aumenta-se a emissividade do
composto em questão. O equacionamento de como ocorre a troca de calor por radiação de um
volume de gás ou da chama para parede da câmara é importante para nos indicar como os
parâmetros modificados pelo processo de enriquecimento influenciam esse processo. Ao
observarmos a equação VI.18, notamos que o aumento da temperatura tem o efeito de
175
incrementar a transferência de calor por radiação. Assim, desta simples observação poder-se-
ia concluir que, como o enriquecimento aumenta a temperatura na região de chama, há um
incremento da taxa de transferência de calor por radiação nessa região da câmara, à medida
que se eleva o teor de O2 no oxidante. Isto nem sempre é verdade, pois o enriquecimento
altera a composição do gás e a razão volume/área.
À medida que se aumenta o enriquecimento, a concentração de N2 diminui, ao passo
que aumenta a concentração, ou pressão parcial, dos compostos de molécula heteropolar, CO2
e H2O. Na chama, isto favorece o aumento da emissão de radiação térmica até o ponto onde se
atinge uma temperatura suficientemente alta para que ocorram reações de dissociação em
quantidade significativa.
Com a redução da temperatura por razão da injeção de resíduo, os compostos de
oxidação parcial que por ventura se formaram na região de chama, graças às reações de
dissociação, se recombinam e formam novamente CO2 e H2O. A região de pós-chama se
caracteriza ainda por uma alta concentração de vapor d’água, devido à injeção de resíduo. No
entanto, nessa região da câmara os gases já estão em temperatura mais baixa, limitando a
transferência de calor por radiação.
Além da mudança de composição, o enriquecimento ainda provoca uma redução no
comprimento característico da chama, reduzindo sua emissividade. Desta forma, determinar o
real efeito do enriquecimento sobre a emissão total de radiação para a parede da câmara é um
problema bastante complexo, pois faz-se necessário conhecer a geometria da chama e as
distribuições de temperatura e concentração ao longo de toda câmara. No entanto, pode-se
176
afirmar que o aumento de temperatura não necessariamente irá intensificar a troca térmica por
radiação, em situações de chama enriquecida.
Gaydon e Wolfhard (1979) relataram que para chamas extremamente quentes (acima
de 2000K), suportadas por oxigênio, é possível a mudança do comprimento de onda da
máxima radiação, da região do infravermelho para o visível, onde a emissividade do gás é
baixa. Tal fato ocorre devido aos problemas relacionados pela dissociação. Também
observaram que, como a queima ocorre rapidamente, seu volume é menor, contribuindo
menos ainda para emissão de radiação térmica. Gitman (1986) também relatou a falta de
capacidade de chamas com enriquecimento por volta de 100% de O2 em transferir calor por
radiação, pelas mesmas razões apontadas por Gaydon e Wolfhard. Contudo, Gitman propôs
como solução para esse problema a recirculação de “gases frios” para região de chama,
abaixando a temperatura de queima mas não permitindo que esta seja “transparente” para
ondas de transferência de calor por radiação.
Para a presente aplicação, essa “transparência” das oxi-chamas favorece a eficiência
do processo, pois como grande parte de transferência de calor ocorre por contato direto dos
gases com a carga de resíduo, quanto menos ele for transferido para parede da câmara, mais
energia estará disponível para aumentar a taxa de incineração.
Gitman (1986) ainda relatou que em temperatura elevada, o maior fluxo de radiação
térmica das moléculas de CO2 e H2O está nos comprimentos de onda 2.8 e 4.4µm. Contudo,
esses comprimentos de onda são preferencialmente absorvidos por outras moléculas de CO2 e
H2O, com temperatura mais baixa e que estão entre a chama e a parede da câmara. Assim,
pelas observações feitas por Gitman, pode-se pensar que uma boa parte da radiação térmica
177
intensificada pela maior concentração de CO2 e H2O na região de chama, quando a
dissociação não é significativa, é absorvida pelo vapor de resíduo.
Além das concentrações de CO2 e H2O, outro fator fundamental para a taxa de
transferência de calor por radiação da chama para a parede da câmara é a quantidade de
fuligem presente. Conforme discutido no Capítulo 2, a formação de fuligem depende da
qualidade da mistura entre os reagentes na zona primária da chama, pois se regiões ricas e em
elevada temperatura se formarem, sua presença será em grande quantidade. Através dos
resultados da análise de gases, conforme apresentado na seção VI.2.3.3, concluiu-se que à
medida que o nível de enriquecimento é aumentado, a qualidade da mistura também é,
sobretudo para valores acima de 50% de O2. Sendo assim, espera-se uma maior formação de
fuligem e, consequentemente, uma maior emissão de radiação no espectro do visível, para
baixos níveis de enriquecimento.
Outro ponto importante é o tempo de residência dos gases na câmara, ou seja, o tempo
de troca térmica entre os gases e a parede. Como a vazão total diminui com enriquecimento, o
tempo de residência aumenta e, como consequência, a quantidade total de calor transferido
também aumentará. A Figura VI.28 apresenta o tempo de residência total da câmara,
calculado como apresentado no Capítulo V.
De uma maneira geral, para situação estudada, pode-se dizer que o enriquecimento
altera as taxas de transferência de calor convectiva e radiativa e o tempo de troca térmica, mas
de tal forma que a quantidade de energia perdida para parede da câmara é muito pouco
afetada. Assim, energia disponibilizada pela redução do nitrogênio no oxidante é quase que
totalmente aproveitada para aumentar a taxa de incineração do resíduo. No entanto, o real
178
efeito do processo de enriquecimento sobre a taxa de transferência de calor por radiação é
bastante complexo de se determinar, visto a gama de alterações no processo.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
Tem
po d
e r
esid
ência
[se
g]
Figura VI.28 – Tempo de residência dos gases de combustão no interior da câmara em função
da porcentagem de O2 no oxidante.
A importância dos resultados apresentados nessa subseção consiste no fato de que se a
razão energia perdida para parede/massa de combustível praticamente não é alterada, ela pode
ser considerada constante no balanço de energia para se estimar o aumento da taxa de
incineração com o enriquecimento em um câmara de combustão convencional, tal qual como
feito no capítulo IV da presente tese. Evidentemente que a temperatura na saída da câmara, o
excesso de oxidante e a potência liberada devem ser mantidos constantes para que essa
hipótese seja razoável.
179
VI.2.3.5 – Número de “Swirl”
Para os ensaios 15 a 24 da Tabela VI.1, manteve-se o ângulo entre as pás do “swirler”
(α) constante, por ser a situação normalmente encontrada nos queimadores, ou seja, com pás
fixadas em um determinado ângulo. No entanto, como há uma redução da massa de oxidante
que escoa pelo queimador, o número de “swirl” também diminui. A Figura VI.29 apresenta o
comportamento do número de “swirl” em função da porcentagem de O2 no oxidante.
Conforme apresentado na seção VI.2.1.1, o controle da emissão de NOx pode ser feito
ajustando o esse parâmetro, assunto discutido na próxima seção.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
Nú
mero
de S
wir
l (S
')
Figura VI.29 - Comportamento do número de “swirl” em função da porcentagem de O2 no
oxidante (α = 40o)
179
180
VI.2.4 – Controle da Emissão de NOx Pelo Número de “Swirl”
Conforme apresentado na seção VI.2.1.1, à medida que se aumenta o ângulo entre as
pás, intensifica-se a zona de recirculação interna (ZRI), quantificada pelo número de “swirl”.
Assim, as gotas do spray com pequeno diâmetro e o combustível já vaporizado acabam sendo
confinados na ZRI, caracterizando uma região de combustão rica (Ballester e Dopazo, 1994) e
favorecendo a redução da emissão de NOx, pois a presença de oxigênio é fundamental para
sua formação. Assim, variou-se número de “swirl” para situação de maior emissão
normalizada de NOx, que corresponde ao nível de enriquecimento próximo a 50% de O2, de
acordo com a Figura VI.25.
A Figura VI.30 mostra a variação da razão mg NO2/g de resíduo em função do número
de “swirl”. Os resultados correspondem aos ensaios 25 a 28 da Tabela VI.1, onde procurou-
se, na medida do possível, respeitar as condições do ensaio no 20, com exceção do ângulo
entre as pás (α). Para esse nível de enriquecimento, a redução observada foi por volta de 20%
na emissão de NOx, quando se modifica o S’ de 0,522 (α = 40o) para 3,831 (α = 70o), sendo
que este último corresponde ao máximo ângulo entre as pás que o “swirler” permite
estabelecer. Pelo comportamento dos resultados, a emissão se estabiliza em torno de 2,59 mg
NO2/ g de resíduo, sendo aparentemente pouco eficaz continuar aumentando S’.
Os comentário feitos na seção VI.2.1.1 continuam sendo pertinentes, apesar da menor
eficiência em diminuir a emissão de NOx, pois a redução para aquela condição foi em torno
de 35%, para mesma faixa de S’. O aumento de S’ continua criando uma ZRI mais “forte”,
dificultando a penetração do oxidante nessa região. No entanto, como a porcentagem de O2 no
oxidante é bem maior, aumenta a possibilidade de regiões na ZRI onde a
181
temperatura e a concentração de oxigênio sejam tais que intensifiquem localmente a
formação de NO, mesmo que a razão de equivalência média da ZRI seja alta.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
S'
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
mg N
O2/g
de r
esí
du
o
Figura VI.30 - Variação da razão mg NO2/ g de resíduo em função do número de “swirl”, para
o enriquecimento de 50,56 % O2 e excesso de oxidante de 15,20%, queimando diesel.
Outro ponto a ser considerado é que, apesar de se criar uma zona de combustão mais
rica a jusante do queimador, o tempo de permanência dos gases de queima em temperaturas
mais elevadas aumenta, conforme mostra a Figura VI.31, o que favorece a formação de NO
pelo mecanismo reacional de Zeldovich. Com o aumento de S’ a chama se concentra nas
imediações do queimador, conforme mostram as fotografias da Figura VI.32. Com isso, a
distância entre a região de chama e a região de injeção de resíduo aumenta. Como a injeção de
resíduo é responsável por “congelar” as reações que ocorrem na região pós-chama, o tempo
para o desenrolar de tais reações é maior para o S’ mais elevado.
182
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50
Diatância axial [m]
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
S'= 0,522
S'= 0,844
S'= 1,652
S'= 3,831
Figura VI.31 – Distribuição de temperatura em função do volume da câmara, para diversos
valores de S’ e 50,56% de O2 no oxidante (perfil de medidas na linha de centro).
S’= 0,522 S’=0,884 S’=1,652 S’=3,831
Figura VI.32 - Fotografias da chama a 18cm da queimador para diferentes S’ e 50,56% de O2
no oxidante.
183
Apesar da redução de 20%, a emissão de NOx ainda apresenta um valor cerca de 5
vezes maior que a condição padrão operação. No entanto, a utilização de valores elevados
para S’ pode ser uma estratégia a ser combinada com outros meios de redução de NOx, visto
que representa apenas um ajuste no projeto do queimador, sem dificuldades de
implementação.
VI.2.5 – Controle da Emissão de NOx Pelas Condições de Atomização
Conforme comentado na subseção VI.2.1.2, a razão de atomização (ratm = mar/atm/f /mf)
altera o comportamento da mistura entre os reagentes, principalmente na região primária da
chama. Razões de atomização mais baixas propiciam gotas maiores e dificultam a penetração
do oxidante no interior do spray. Como não há abundância de oxigênio na região primária da
chama, a combustão desenvolve-se preferencialmente sobre condições ricas, diminuindo as
regiões da chama com elevada concentração de oxigênio e temperatura. Esse contexto acaba
favorecendo a redução de NOx, conforme os resultados apresentados na Figura VI.7.
No entanto, é preciso saber como esse procedimento altera a situação com
enriquecimento e elevada emissão de NOx. Assim, variou-se a razão de atomização para o
enriquecimento próximo a 50% de O2, ensaios número 29 a 33 da Tabela VI.1. Escolheu-se
novamente esse nível de enriquecimento para os ensaios, por ser a maior emissão normalizada
de NOx alcançada, conforme Figura VI.25. No capítulo V, a Figura V.27 apresenta o valor do
SMD do spray em função da razão de atomização.
184
A Figura VI.33 apresenta o resultado da emissão de NOx na saída da câmara de
combustão, em função da razão de atomização. Nota-se que a redução chega a 81%, quando
se altera a razão de atomização de 0,1446 para 0,0482.
0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16
m /m
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
NO
x [p
pm
]
ar/atm/f
50,94% O2
b = 15,18%
Figura VI.33 – Emissão de NOx na saída da câmara (994 litros) em função da razão de
atomização (mar/atm/f /mf).
A contrapartida da redução do NOx através do controle da qualidade da mistura dos
reagentes pela atomização do combustível é a emissão de CO. A emissão deste poluente está
altamente relacionada com o processo físico de vaporização do combustível e de sua mistura
com oxidante. A Figura VI.34 apresenta a porcentagem de CO na saída da câmara em função
da razão de atomização. Os resultados mostram que a %CO nos gases de combustão aumenta
quando se reduz a razão de atomização até 0,0804. Para a razão de atomização de 0,0482 a
185
emissão volta a diminuir. Esse resultado, aparentemente estranho, surge porque nesta razão de
atomização a chama passa a ser extremamente instável, sendo que esse ponto é o limite para
que ela permaneça ancorada. Essa instabilidade, ou pulsação da chama, intensifica a mistura
dos reagentes em sua zona primária, fato que pode ser identificado pelo aumento de
temperatura no termopar 1, conforme apresentado na Figura VI.35.
0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16
m /m
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.10
0.11
0.12
CO
[%
]
ar/atm/f
Figura VI.34 – Emissão de CO na saída da câmara (994 litros) em função da razão de
atomização (mar/atm/f /mf).
Na subseção VI.2.3.3 foram feitos comentários sobre a intensificação da qualidade da
mistura devido ao enriquecimento. No entanto, pelo que foi apresentado na presente subseção,
essa intensificação é bastante sensível a qualidade da atomização. Ou seja, o enriquecimento
só irá intensificar a mistura entre os reagentes se a atomização for capaz de gerar gotas que
186
vaporizem rapidamente. Com a redução da razão de atomização, gotas com maior diâmetro
estarão presentes no spray e, em função disso, a temperatura na região de chama acaba sendo
mais baixa na região primária, conforme mostra a Figura VI.35. A presença de gotas maiores
em temperaturas mais baixas acabam aumentando o tempo de vaporização do combustível,
consequentemente prejudicando sua mistura com o oxidante e propiciando chamas com maior
comprimento.
0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16
m /m
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
Tem
pera
tura
[ C
]
ar/atm/f
50,94% O2
b = 15,18%
T1
T2
T3
Figura VI.35 – Temperaturas medidas pelos termopares 1, 2 e 3, posicionados a 18, 70 e
1,05m a jusante do queimador, respectivamente, em função da razão de atomização.
A Figura da VI.33 apresenta a emissão de NOx em termos de porcentagem por milhão
em volume (ppm). Convertendo esse valores para mg de NO2/g de resíduo, como na Figura
VI.36, percebe-se que a emissão de NOx normalizada atinge valores próximos ao da condição
padrão de operação (21% de O2), indicando a eficiência desse procedimento. Cabe ressaltar
187
que, apesar do aumento da emissão de CO na saída da câmara, os valores atingidos ainda são
baixos. Contudo é preciso atentar para que o tempo de residência seja suficiente para oxidação
completa dos compostos de oxidação parcial. Para os ensaios da presente subseção o tempo de
residência esteve em torno de 5,6 segundos.
0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16
m /m
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
mg d
e N
O2/g
de
re
síd
uo
ar/atm/f f
Figura VI.36 – Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo, em função da razão de
atomização, para o enriquecimento de 50,94% de O2.
VI.2.6 – Combustão Estagiada
A idéia da combustão estagiada consiste na combinação de regiões ricas e pobres na
câmara, evitando condições favoráveis de temperatura e concentrações para formação de NO.
Essa técnica apresenta bom resultados para combustão de hidrocarbonetos com o ar (Wood,
188
1984), inclusive para as situações onde o ar é pré-aquecido acima de 1000oC, onde elevadas
emissões de NOx normalmente são encontradas (Syska, 1993). Contudo, poucas informações
estão disponíveis sobre seu emprego em combustão enriquecida, sobretudo para situação de
incineração. Desta forma, realizaram-se ensaios estagiando a injeção do combustível ou do
oxidante, para condições de elevada emissão de NOx.
VI.2.6.1 – Combustível Estagiado
Nessa situação, parte do combustível é injetado na parte inferior da câmara (primeiro
estágio) e o restante a 1,305m a jusante do queimador (segundo estágio), entre os termopares
3 e 4, conforme mostra a Figura VI.37. O combustível injetado na parte superior foi GLP
(Gás Liquefeito de Petróleo), pelas facilidades de se trabalhar com gás no segundo estágio de
combustão. A razão entre a vazão mássica de GLP e a vazão mássica de diesel (mGLP/mdiesel)
foi combinada de forma que a potência liberada na câmara fosse constante. Também
procurou-se não alterar bruscamente a razão mar/atm/f/mdiesel, para que o processo de
atomização influenciasse o mínimo possível os resultados. A idéia desse tipo de estagiamento
é criar uma zona de queima pobre na região primária, com temperatura mais baixa, e uma
região secundária onde o restante da potência é liberada na presença de produtos de
combustão e resíduo vaporizado. Os ensaios desta subseção corresponde aos dos números 34
a 37 da Tabela 1. A Tabela VI.3 apresenta outras condições do ensaio.
189
Figura VI.37 – Esquema da combustão com combustível estagiado.
Tabela VI.4 – Ensaios com combustível estagiado.
diesel
GLP
m
m
bg
(global)
b1
(1estágio)
φg
(global)
φ1
(1estágio) diesel
f/atm/ar
m
m Potência
(cal/s)
%CO (saída da
câmara)
0 30,52 30,52 0,766 0,766 0,1446 31906 0 0,267 31,61 67,35 0,759 0,597 0,1456 31733 0 0,753 31,00 131,10 0,763 0,433 0,1470 31552 0 1,754 31,46 258,50 0,761 0,279 0,1363 32563 0
Obs: bg = excesso de oxidante normalizado global da câmara, b1 = excesso de oxidante normalizado do primeiro estágio, φg razão de equivalência global da câmara e φ1 a razão de equivalência do primeiro estágio.
A figura VI.38 apresenta os resultados da emissão de NOx, representado pela razão mg
de NO2/g de resíduo, em função da razão de estagiamento do combustível (mGLP/mdiesel).
Nota-se quando se aumenta a razão de estagiamento, inicialmente a emissão de NOx eleva,
para posteriormente decrescer. Esse comportamento está diretamente relacionado com dois
fatores do primeiro estágio: a razão de equivalência e a temperatura.
190
0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 1.8
m /m
0
1
2
3
4
5
6
mg d
e N
O2/g
de
re
síd
uo
GLP diesel
Figura VI.38 – Comportamento da razão mg de NO2/g de resíduo na saída da câmara, em
função da razão de estagiamento do combustível (mGLP/mdiesel), para o excesso global de
oxidante próximo a 31% .
Através da Figura VI.39, observa-se que quando a razão de estagiamento passa de 0
para 0,267, pouco se modifica a temperatura no primeiro estágio. Há uma maior
disponibilidade de oxidante, pois a razão de equivalência (φ1) alterou-se de 0,766 para 0,597,
ou seja, a combustão nessa região tornou-se mais pobre, mas praticamente com a mesma
temperatura. Se observarmos a equação VI.1, notamos que se a temperatura for mantida
constante e a concentração de oxigênio aumentar, a taxa de formação do NO também irá
aumentar. Para os valores de mGLP/mdiesel acima de 0,267, a temperatura no primeiro estágio
diminuiu e com isso a emissão de NOx também. Apesar da enorme disponibilidade de
oxidante para mGLP/mdiesel = 0,753 e 1,754, a taxa de formação do NO depende bem mais da
temperatura do que da concentração de oxigênio.
191
O comportamento descrito pode ser melhor analisado, comparando a emissão do NOx
medida com a calculada para o equilíbrio químico (programa Gaseq, Morley (2000)),
utilizando a temperatura obtida experimentalmente pelo termopar 2. A Figura VI.40 compara
esses resultados e também apresenta as temperaturas medidas pelo termopar 2, em função da
razão de equivalência no primeiro estágio. O NOx medido possui um comportamento
qualitativo semelhante ao calculado para condição de equilíbrio químico, indicando que o
processo de estagiamento deve ser aplicado apenas para condições extremamente pobres no
primeiro estágio, principalmente para altos níveis de enriquecimento, caso contrário a emissão
de NOx aumentará. É evidente que as temperaturas obtidas pelo termopar 2 estão longe de
representar a temperatura média da chama, por isso a diferença numérica entre os resultados.
No entanto, serve para indicar como se dá a influência da combinação entre a razão de
equivalência e temperatura no primeiro estágio de combustão pobre e verificar se os
resultados experimentais estão condizentes com a situação esperada.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
Distância axial [m]
700
800
900
1000
1100
1200
Te
mpe
ratu
ra [ C
]
o
0
0, 267
0,753
1,754
m / mGLP diesel
Figura VI.39 – Distribuição de temperatura para combustão com combustível estagiado (perfil
de medidas na linha de centro).
192
0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80
Razão de equivalênca no primeiro estágio
0
250
500
750
1000
1250
1500
1750
2000
2250
2500
NO
x [p
pm
]
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
T2
[ C
]
o
NOx medido
NOx equilibrio (T2)
T2
Figura VI.40 – Emissão de NOx medida (saída da câmara) e calculada para equilíbrio químico
(usando T2) e temperatura obtida pelo termopar 2, em função da razão de equivalência.
Para a situação experimental analisada, o resíduo é injetado antes do segundo estágio
de combustão, conforme a figura VI.37. Isso faz com que a temperatura nesse estágio não
aumente substancialmente, pois a combustão secundária ocorre na presença de uma grande
quantidade de resíduo em processo de evaporação. A injeção de resíduo entre os estágios é de
fundamental importância para reduzir a emissão de NOx pois, caso contrário, à medida que a
razão de equivalência do primeiro estágio fosse sendo reduzida, a do segundo estágio iria
aumentar e, como conseqüência, a temperatura nessa região também. A Figura VI.41 e a
Tabela VI.4 apresentam a relação entre as razões de equivalência do primeiro e do segundo
estágios. O cálculo da razão de equivalência do segundo estágio foi feito considerando a
combustão completa no primeiro estágio, o que é bastante razoável para esse nível de
enriquecimento. A Tabela VI.4 ainda apresenta o consumo de oxidante no primeiro estágio e
a sua disponibilidade para o segundo.
193
0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
Razão de equivalência no primeiro estágio
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
Razã
o d
e e
quiv
alê
ncia
no s
egund
o e
stá
gio
Figurara VI.41 – Relação entre as razões de equivalência do primeiro e segundo estágios.
Tabela VI.5 – Relações entre o primeiro e segundo estágios de combustão.
φ1
(1 estágio)
mdiesel
ar total [g/s]
O2 total
[g/s]
ar consumido no primeiro
estágio [g/s]
O2 consumido no primeiro
estágio [g/s]
ar disponível
para o segundo estágio
[g/s]
O2 disponível
para o segundo estágio
[g/s]
mGLP
φ2
(2 estágio)
0,279 1,10 20,11 9,28 5,52 2,55 14,59 6,73 1,93 0,670 0,433 1,70 18,89 9,28 8,17 4,02 10,72 5,26 1,28 0,580 0,597 2,40 20,20 9,28 12,07 5,55 8,13 3,73 0,65 0,403 0,766 3,11 20,84 9,28 20,84 9,28 0 0 0 0
A faixa de valor da razão de equivalência no segundo estágio favorece a elevada
emissão de NOx para o nível de enriquecimento próximo a 44% de O2. Além disso, o oxidante
remanescente do primeiro estágio já está pré-aquecido. Contudo, conforme mostra a Figura
VI.39, após a injeção de resíduo a temperatura na câmara não atinge valores propícios para o
desenrolar dos mecanismos de formação do NO. Daí a importância da injeção de resíduo em
uma posição intermediária aos estágios de combustão. A Figura VI.39 ainda mostra que há
194
um ligeiro aumento de temperatura após o termopar 4, com o aumento da razão de
equivalência no segundo estágio. No entanto, esse aumento de temperatura pode ser
controlado adicionando-se mais resíduo, o que inclusive aumentaria a taxa de incineração e
reduziria a emissão normalizada de NOx (mg de NO2/g de resíduo).
Deve-se destacar que a emissão de CO na saída da câmara manteve-se em zero para
qualquer condição de estagiamento do combustível e que há uma redução na emissão de NOx
de 3,24 mg de NO2/g de resíduo (mGLP/mdiesel = 0) para 1,26 (mGLP/mdiesel = 1,754), cerca de
61%. Esses resultados não podem ser comparados com os da condição padrão de operação
pelo fato do excesso de ar normalizado (b) ser diferente.
Não foi possível diminuir a razão de equivalência no primeiro estágio para valores
inferiores a 0,279, pelo fato deste estar próximo ao limite de chama estável. Esse pode ser um
dos entraves encontrados na utilização do sistema de combustão de combustível estagiado,
quando se opera com chamas enriquecidas. Por exemplo, quando se altera a condição de
operação com a razão de estagiamento de combustível em 1,754, 44% de O2 e excesso de
oxidante global em torno de 31%, para mesma situação só que com o oxidante passando a ser
apenas ar, a razão de equivalência no primeiro estágio permaneceria em 0,279 e dificilmente a
chama se estabilizaria nessa condição. Desta forma, seria necessário ajustar a razão de
estagiamento do combustível para cada nível de enriquecimento, o que complicaria os
procedimentos operacionais. Outra saída seria ajustar o número de swirl. Conforme mostra a
Figura VI.1, os números swirl mais altos tendem a estabilizar melhor as chamas geradas por
sprays. No entanto, seria necessário prever no queimador um “swirler” com ângulo entre as
pás variável.
195
VI.2.6.2 – Oxidante Estagiado
As discussões apresentadas nas subseções VI.2.1.1, VI.2.1.2, VI.2.4 e VI.2.5
mostraram que a condição de combustão rica a jusante do queimador pode ser eficiente para
reduzir a emissão de NOx. Além do controle da qualidade da mistura entre os reagentes, outra
forma de se propiciar a combustão rica é através do estagiamento do oxidante. Assim, foram
investigadas duas situações de combustão com oxidante estagiado (Figura VI.42): 1) a
condição 1 corresponde ao oxigênio sendo injetado na mesma altura que o resíduo, ou seja, a
0,323m acima do queimador, só que deslocado 180o em relação ao ponto de injeção do
resíduo; 2) a condição 2 corresponde a injeção do oxigênio a 1,305m acima do queimador,
exatamente no mesmo ponto de injeção do GLP, para o caso do estagiamento do combustível.
Condição 1 de estagiamento do oxidante. Condição 2 de estagiamento do oxidante.
Figura VI.42 – Condições de estagiamento do oxidante.
196
As condições 1 e 2 correspondem aos testes 38 e 39 da Tabela VI.1, respectivamente,
e são comparados com o teste 34 onde o oxigênio é injetado na linha de ar. É importante
destacar que a vazão de ar no primeiro estágio, por volta de 21g/s, representa o valor mínimo
para que a chama permaneça estável. A razão de equivalência no primeiro estágio (φ1) é igual
a 2,055 para ambas condições. As Figuras VI.43 e VI.44 apresentam a emissão de NOx em mg
de NO2/g de resíduo e ppm, respectivamente. Para as duas condições de estagiamento, a
redução foi bastante eficiente, com maior destaque para a condição 2. A eficiência desse tipo
de estagiamento deve-se principalmente a três fatores: baixa concentração de oxigênio,
temperatura e o tempo de residência em que os gases permanecem na região rica. Em chamas
de hidrocarbonetos ricas, o principal meio de formação do NO é a fixação do nitrogênio
atmosférico por hidrocarbonetos fragmentados, principalmente pelas reações VI.2 e VI.3,
conforme descrito na subseção VI.2.1.1. No entanto, se houver temperatura e tempo
suficientes, o NO e os demais compostos nitrogenados serão convertidos a N2 (Syska, 1993).
Assim, ao contrário do estagiamento do combustível, deseja-se que a temperatura mantenha-
se elevada no primeiro estágio, de preferência acima de 1100oC, onde há um aumento
substancial da taxa de conversão do NO para HCN e posteriormente desse para N2.
Spliethoff et al. (1996) observaram que o aumento do tempo de residência no primeiro
estágio favorece substancialmente a decomposição das espécies nitrogenadas gasosas (NO,
NH3 e HCN), sobretudo pelo fato dessas reações serem mais lentas do que as do mecanismo
de oxidação dos hidrocarbonetos. Também observaram que o aumento da temperatura nessa
região acelera a taxa de conversão dessas reações. A Figura VI.45 apresenta a distribuição de
temperatura ao longo da câmara para as condições de estagiamento e para o oxigênio injetado
no fluxo de ar.
197
3.24
0.760.37
0
1
2
3
4
O2 injetado nofluxo de ar
Combustãoestagiada nacondição 1
Combustãoestagiada nacondição 2
NOx [mg de NO2/g de resíduo]
Figura VI.43 - Emissão de NOx, em mg de NO2/g de resíduo, para as condições de
estagiamento do oxidante.
NOx [ppm]
1190
279
136
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
O2 injetado no fluxo
de ar
Combustão
estagiada na
condição 1
Combustão
estagiada na
condição 2
Figura VI.44 - Emissão de NOx em ppm, para as condições de estagiamento do oxidante.
198
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
Distância axial [m]
700
800
900
1000
1100
1200
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
Combustão estagiada na condição 1
Combustão estagiada na condição 2
O2 injetado no fluxo de ar
Figura VI.45 - Distribuição de temperatura ao longo da câmara para as condições de
estagiamento do oxidante e para o oxigênio injetado no fluxo de ar (perfil de medidas na linha
de centro).
Pelas curvas da Figura VI.45 nota-se que a distribuição de temperatura altera-se muito
pouco entre a condições de estagiamento. Desta forma, não se pode atribuir a melhor
eficiência da condição 2 pela aceleração da taxa conversão devido à temperatura. Com relação
ao tempo de residência, pode-se dizer o primeiro estágio é confinado entre o início da câmara
de combustão e a região onde o resíduo reduz a temperatura dos gases, estancando o processo
de decomposição das espécies nitrogenadas e formação de NO. Como as condições de injeção
de resíduo, de ar e de combustível não foram alteradas, o tempo de residência no primeiro
estágio também permaneceu o mesmo para as duas condições.
199
Uma possível explicação para a pior eficiência da condição 1, em comparação com a
2, é que o oxigênio foi injetado próximo ao primeiro estágio. Assim, uma parte do jato de
oxigênio pode seguir em direção à essa região, ou ser carregado pela recirculação dos gases.
Com isso, algumas regiões da chama queimam em condição estequiométrica ou pobre,
aumentando a formação do NO.
A distribuição de temperatura (Figura VI.45), ainda mostra que, a despeito da grande
quantidade de oxigênio injetado e da combustão ocorrer com praticamente 100% de O2 no
segundo estágio, a temperatura nessa região permaneceu em patamares favoráveis a não
formação de NO, em função da grande quantidade de energia consumida pelo resíduo.
O fator que limita esse tipo de estratégia para redução da emissão de NOx é a
quantidade mínima de ar que deve ser injetado no primeiro estágio para que a chama
permaneça estável. Para 3,11 g/s de diesel, a mínima vazão de ar foi em torno de 21g/s. Isto
significa que o ajuste do nível de enriquecimento com o excesso global de oxidante tem que
levar em conta essa vazão mínima para estabilização da chama. Apesar dessa consideração,
esse tipo de estagiamento mostrou ser bastante eficiente na redução de NOx. Além disso, a
emissão de CO foi zero na saída da câmara, indicando que, apesar da combustão rica no
primeiro estágio, os compostos de oxidação parcial remanescentes são completamente
oxidados no segundo estágio.
VI.2.7 – Atomização Com Oxigênio
Uma alternativa para injeção do oxigênio na câmara é utilizando-o como fluido
auxiliar de atomização. Desta forma, nesta subseção compara-se o resultado do ensaio número
200
40 da Tabela V.I, onde o oxigênio é totalmente injetado no fluxo de ar, com o número 41,
onde parte dele é utilizado como fluido de atomização. Ambos ensaios foram para o
enriquecimento próximo a 25% de O2, sendo que a vazão 0,49g/s para o oxigênio de
atomização corresponde a 17,2% do total de O2 é injetado na câmara. A Tabela VI.5 mostra
alguns dos resultados obtidos.
Tabela VI.5 – Comparação entre atomização com ar e com oxigênio.
Vazão de resíduo
[g/s]
CO [%]
NOx [ppm]
T8 (saída da câmara)
[oC] Atomização
com ar 10,50 0 110,39±1,55 791
Atomização com oxigênio
10,55 0 106,26±1,20 787
Os resultados mostram que quase nada é modificado quando se passa a atomizar com
oxigênio, principalmente em termos de taxa de incineração e emissão de NOx. A Figura VI.46
também mostra que há pouca alteração na distribuição de temperatura ao longo da câmara.
Desta forma, a atomização com oxigênio é apenas justificável para quando se deseja operar
com oxi-chamas, ou seja 100% de O2. Nessa condição ela passa a ser de fundamental
importância pois, a despeito de um possível teor de nitrogênio no combustível, o ar de
atomização seria uma fonte catastrófica de nitrogênio para formação de NOx, conforme
mostram os resultados experimentais de Souza et al. (1995). Também recomenda-se a
utilização de vapor superaquecido para oxi-chamas, quando há disponibilidade desse fluido.
201
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Volume [litros]
700
800
900
1000
1100
1200
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
atomização com ar
atomização com oxigênio
Figura VI.46 – Distribuição de temperatura para situações de atomização com ar e com
oxigênio.
A vazão de 0,49g/s para o oxigênio de atomização foi a maior alcançada no
atomizador de combustível, ou seja, nesse valor atingiu-se a condição de bocal bloqueado,
pois o aumento da pressão de estagnação não altera a vazão de descarga. Pode ser que para
atomizadores assistidos por fluido auxiliar em quantidade mais elevada do que as utilizadas
pelos atomizadores Y, a atomização com oxigênio altere os resultados do processo de
enriquecimento. Contudo, baseado nos resultados obtidos nas subseções anteriores do
presente capítulo, pode-se dizer que os meio mais eficiente para reduzir a emissão de NOx em
chamas enriquecidas é a criação de uma região de combustão rica a jusante do queimador,
seja pelo controle da zona de recirculação, pela atomização ou pelo estagiamento da adição de
oxidante. Assim, injeção de oxigênio em grande quantidade na região interna do spray vai
exatamente no sentido contrário desse meio e, possivelmente, a emissão de NOx aumentaria.
202
VI.2.8 – Posição do Injetor de Combustível
Essa subseção tem como objetivo fazer um observação sobre o correto posicionamento
do atomizador tipo Y para aplicação de incineração de resíduos líquidos. Para melhor
aproveitamento da energia térmica liberada pela chama, o resíduo deve ser injetado o mais
próximo possível desta, mas sem apaga-lá. No entanto, os atomizadores tipo Y com apenas
um canal de injeção de combustível, apresentam uma não simetria no cone do spray (Lacava
et al., 1995). Há uma inclinação do spray para o lado oposto ao canal de injeção do
combustível. Desta forma, conforme a posição desse canal, em relação à direção de injeção do
resíduo, o spray de resíduo pode apagar a chama, ou parte dela. Isso pode ser claramente
observado, comparando-se a distribuição de temperatura para as duas situações estremas, ou
seja, a chama seguindo em direção ao spray ou desviando-se dele, conforme mostra a Figura
VI.47.
Para estabelecer a comparação entre as duas situações, a vazão de resíduo foi mantida
constante em 10,0g/s e as demais condições de ensaio foram: mf = 3,11g/s, mar/atm/f = 0,45g/s,
mar/atm/res = 1,0g/s e excesso de ar de 15%. A Figura VI.48 apresenta o resultado da
distribuição de temperatura para as duas situações. As temperaturas obtidas para situação 1,
após a injeção de resíduo, são inferiores a da situação 2. A inclinação da chama em direção ao
spray de resíduo faz com as reações químicas praticamente “congelem”. Desta forma, a
liberação de energia proveniente das reações de combustão é prejudicada. Para todos ensaios
apresentados nas subseções anteriores, foi utilizado a situação 2 de posicionamento do
atomizador.
203
• Situação 1 • Situação 2
Figura VI.47 – Situações de posição do atomizador em relação ao spray de resíduo.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
Distância axial [m]
600
700
800
900
1000
1100
1200
Te
mp
era
tura
[ C
]
Situação 2
Situação 1
o
Figura VI.48 – Distribuição de temperatura para as situações 1 e 2 da figura VI.47 (perfil de
medidas na linha de centro).
204
VI.3 – ENSAIOS COM GLP
Nesse grupo de experimentos, correspondente ao ensaios número 42 a 47 da Tabela
VI.1, utilizou-se GLP (Gás Liquefeito de Petróleo) como combustível. A posição de injeção
do GLP foi a mesma do diesel, ou seja, na lança central do queimador de “swirler”. O
oxigênio foi injetado no fluxo de ar antes de atingir o queimador, tal qual como nos ensaios
com diesel (ensaios 15 a 24 da Tabela VI.1). Também respeitaram-se algumas considerações
feitas para condição padrão com diesel: excesso de oxidante em torno de 15%, temperatura na
saída câmara por volta de 750oC e ângulo entre as pás do swirler igual a 40º.
Para comparação entre resultados, a vazão de GLP foi ajustada de tal forma que se
mantivesse a potência próxima à gerada nos ensaios com diesel, ou seja, 133,55 kW, visto a
diferença entre o poder calorífico de cada combustível.
O intuito desses ensaios foi verificar o comportamento do processo de enriquecimento
em operações com combustível gasoso. O estímulo para isso foram as observações sobre a
influência do processo de vaporização das gotas de combustível na mistura dos reagentes,
quando o combustível utilizado foi diesel. Desta forma, além dos resultados para outro
combustível, foi possível analisar a situação onde a queima não é controlada pela taxa de
vaporização do combustível, sobretudo no que diz respeito a emissão de gases.
Os procedimentos experimentais e a obtenção de alguns parâmetros (número de swirl,
Reynolds, tempo de residência, etc.) foram realizados da mesma forma que para os ensaios
com diesel, viabilizando a comparação dos resultados.
205
VI.3.1 – Taxa de Incineração
A Figura VI.49 apresenta o comportamento da taxa de incineração em função da
porcentagem de oxigênio no oxidante. Tal qual como observado para o diesel, há um aumento
considerável até próximo a 50% de enriquecimento, após o aumento é mais “lento”. Isto deve-
se ao mesmo comportamento para as vazões mássicas da câmara (Figura VI.50), ou seja,
como manteve-se a vazão total de oxigênio (O2 do ar + O2 injetado) praticamente constante e
como há uma redução brusca de ar até aproximadamente 50% de O2, uma grande quantidade
de energia é disponibilizada até esse ponto.
20 30 40 50 60 70 80
% O2 no oxidante
3.0
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
7.5
Taxa
de I
nci
ne
raçã
o
Figura VI.49 – Comportamento da taxa de incineração com a porcentagem de oxigênio no
oxidante, para b = 15,17 ± 0,60 e T8 ≅ 750oC, utilizando GLP como combustível.
206
20 30 40 50 60 70 80
% de O2 no oxidante
0
10
20
30
40
50
60
70
Vazõ
es
má
ssic
as
[g/s
]
Resíduo
Ar
Oxigênio
Total
Figura VI.50 – Vazões de resíduo, ar, oxigênio e total, em função da porcentagem de O2 no
oxidante, utilizando GLP como combustível.
As maiores taxas de incineração (mres/mGLP) queimando GLP, em comparação com a
situação queimando diesel, devem-se principalmente a três fatores: 1) para a mesma potência
liberada na câmara (133,55 kW), a vazão de GLP é menor que a de diesel, 2,91 e 3,11g/s,
respectivamente; 2) para condições próximas de nível de enriquecimento, excesso de oxidante
e temperatura na saída da câmara, a quantidade de resíduo injetada é maior para combustão
com GLP; 3) para o mesmo excesso, a vazão de oxidante é menor para a situação com GLP,
ou seja menos energia é absorvida pelo oxidante excedente; por exemplo: para 21% de O2 a
vazão total de oxidante foi 50,52g/s para o GLP, enquanto que para o diesel foi 53,19g/s.
Plotando-se a vazão mássica de resíduo em função da vazão mássica de O2 puro
adicionado à câmara, Figura VI.51, a relação continua sendo linear, apresentando como valor
207
médio de 0,83 ± 0,02 gres/gO2. Desta forma, as considerações feitas sobre a estimativa da
capacidade de incineração com enriquecimento e utilizando diesel (subseção VI.2.3.1),
também são válidas para incineração com GLP.
0 2 4 6 8 10 12
Vazão de oxigênio puro adicionado [g/s]
8
10
12
14
16
18
20
22V
azã
o d
e r
esí
du
o [g
/s]
Figura VI.51 – Aumento da vazão de resíduo em função da vazão de oxigênio puro
injetado na câmara, utilizando GLP como combustível.
A razão média entre o aumento da capacidade de incineração e a quantidade de O2
puro injetado, apresentou um valor menor do que o obtido para combustão com diesel (0,89 ±
0,04 gres/gO2). Essa diferença deve-se à redução do nitrogênio presente no oxidante para cada
caso. Isto pode ser melhor explicado através de um exemplo baseado em balanço de massa. A
Tabela VI.6 compara as modificações das condições de combustão quando passa-se o
oxidante de ar para 25% de O2, queimando GLP e diesel. Os cálculos mostram que há uma
208
redução na vazão de nitrogênio de 8,30g/s, para combustão do diesel, enquanto que para
combustão do GLP a redução foi de 7,85g/s, ou seja, 5% a menos. Desta forma, se a potência
liberada, o excesso de oxidante e a porcentagem de O2 forem mantidos constantes, o
enriquecimento para o diesel disponibiliza uma maior quantidade de energia para aumentar a
taxa de incineração. Assim, pode-se dizer que a incineração com GLP apresenta maior taxa de
incineração que a com diesel, mas o enriquecimento é mais eficiente quando se utiliza esse
último como combustível auxiliar.
Tabela VI.6 – Exemplo baseado em balanço de massa, para ilustrar a redução da vazão do
nitrogênio, devido ao enriquecimento, tanto para GLP como para diesel.
GLP Vazão de
combustível [g/s]
Potência liberada
[kW]
% de O2 no oxidante
Excesso de oxidante
%
Vazão total de ar
[g/s]
Vazão total de oxigênio
(ar + injetado) [g/s]
Redução na vazão de
nitrogênio [g/s]
2,91 133,55 21 15 53,45 12,46 ------ 2,91 133,55 25 15 42,62 12,46 8,30
diesel Vazão de
combustível [g/s]
Potência liberada
[kW]
% de O2 no oxidante
Excesso de oxidante
%
Vazão total de ar
[g/s]
Vazão total de oxigênio
(ar + injetado) [g/s]
Redução na vazão de
nitrogênio [g/s]
3,11 133,55 21 15 50,55 11,78 ------ 3,11 133,55 25 15 40,32 11,78 7,85
VI.3.2 – Distribuição de Temperatura
O perfil de temperatura ao longo da câmara para combustão com GLP é diferente do
da combustão com diesel, sobretudo na região de chama. Isto ocorre devido às diferenças
entre o desenrolar dos processos físicos para cada tipo de combustível, como por exemplo a
taxa de mistura entre os reagentes e as interações com a zona de recirculação. A Figura VI.52
209
apresenta a distribuição de temperatura na câmara para os ensaios realizados com GLP. Nota-
se que a temperatura no termopar 1 (18cm acima do queimador) atinge valores mais elevados
do que para a combustão com diesel, principalmente para baixos níveis de enriquecimento.
Como não há envolvimento do processo de vaporização do combustível, pois esse já é gasoso,
a mistura entre os reagentes ocorre mais rapidamente. Esse fator contribui para que haja uma
maior liberação de energia nas proximidades do queimador. Visualmente, observou-se
chamas mais curtas para o GLP do que para o diesel.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
DISTÂNCIA AXIAL [m]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
21%
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5
700
800
900
1000
1100
1200
1300
700
800
900
1000
1100
1200
1300
TE
MP
ER
AT
UR
A [
C]
25,36%
30,87%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
43,35%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
54,99%
700
800
900
1000
1100
1200
1300
80,30%
o
Figura VI.52 – Distribuição de temperatura ao longo da câmara para diversas condições de
enriquecimento, queimando GLP (perfil de medidas na linha de centro).
210
Apesar da temperatura no termopar 1 apresentar valores mais elevados para baixos
níveis de enriquecimento, do que a combustão com o diesel, a partir de 43,35% de O2 começa
a ocorrer uma redução de temperatura nessa região. Esse comportamento pode ser melhor
observado através da Figura VI.53, que apresenta os resultados dos quatro primeiros
termopares, em função da porcentagem de O2 no oxidante.
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
Te
mp
era
tura
[ C
]
o
T1
T2
T3
T4
Figura VI.53 – Comportamento das temperaturas obtidas pelos quatro primeiros termopares,
em função da porcentagem de oxigênio no oxidante, queimando GLP.
Basicamente há dois fatores contribuindo para a geometria da chama na câmara: o
nível de enriquecimento e a estrutura da ZRI. A medida que se aumenta o nível de
enriquecimento a taxa das reações químicas é intensificada e a tendência da chama é de se
concentrar nas proximidades do queimador. Por outro lado, o aumento do nível de
211
enriquecimento reduz o número de “swirl”, chegando a valores extremamente baixos para
elevados enriquecimentos, e a tendência é dissipar a chama das proximidades do queimador.
A Figura VI.54 apresenta a variação do número de “swirl” com a porcentagem de O2
no oxidante. A explicação para o comportamento da temperatura pode ser dado como segue:
até por volta de 30,87% de O2, o efeito do enriquecimento se sobrepõe ao da redução do
número de “swirl”, com isso as temperaturas nos termopares 1 e 2 aumentam. A partir de
43,35% de O2, a redução do número de “swirl” já atinge valores significativos e a chama
começa a dissipar-se das proximidades do queimador. A temperatura no termopar 1 começa a
diminuir e o aumento da temperatura para o termopar 2 passa a ser menos acentuado. Em
54,99% de O2 a temperatura no termopar 2 também já diminuiu, ao passo que as dos
termopares 3 e 4 aumentam, indicando que, apesar do aumento do nível de enriquecimento,
com o enfraquecimento da ZRI grande parte das reações de combustão vai se deslocando a
jusante do queimador.
A dispersão da chama das proximidades do queimador pode ser observada pelas
fotografias obtidas para o primeiro visor da câmara (centro do visor a 18cm do queimador),
organizadas na Figura VI.55. A medida que o nível de enriquecimento aumenta, a forma da
chama na região do primeiro visor vai se aproximando do formato das chamas obtidas para
combustão com diesel enriquecida, com número de “swirl” inferior a 1. A Figura VI.52
também mostra que para 54,99 e 80,30% de O2, a distribuição de temperatura possui
comportamento semelhante ao da combustão com diesel, ou seja, a temperatura no termopar 1
é mais baixa do que a do termopar 2, devido à fraca intensidade de mistura nas proximidades
do queimador.
212
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
Nú
mero
de S
wir
l (S
')
Figura VI.54 – Comportamento do número de “swirl” em função da porcentagem de O2 no
oxidante, para combustão com GLP.
21% O2 S’= 0,291
30,87% O2 S’= 0,154
43,35% O2 S’= 0,085
54,99% O2 S’= 0,054
80,30% O2 S’= 0,026
Figura VI.55 – Fotografias da chama a 18cm do queimador, para diferentes condições de
enriquecimento e queimando GLP.
213
Ao compararmos a Figura VI.54 com a VI.29, nota-se que os valores do número de
swirl para combustão com GLP são inferiores ao da combustão com diesel. Apesar de
algumas modificações nas vazões de combustível e oxidante e no diâmetro de injeção do
combustível, não são essas as principais razões da diferença observada. O fator bruscamente
alterado, em razão da natureza líquida ou gasosa do combustível, é o fluxo da quantidade de
movimento axial do escoamento primário, devido à grande diferença de densidade entre os
fluidos. Com isso, a razão do fluxo de momento Mr é maior para o GLP, como o número de
swirl alternativo é inversamente proporcional a Mr, S’ diminuirá. A Figura VI.56 apresenta a
valor de Mr em função da porcentagem de O2 no oxidante, para os resultados experimentais
de diesel e GLP.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
0
1
10
100
Mr
diesel
GLP
Figura VI.56 – Comportamento da razão do fluxo de momento Mr para combustão
enriquecida de diesel e GLP, com potência de 133,55kW.
214
VI.3.3 – Emissão de Gases
A Tabela VI.7 reúne os resultados da emissão de gases na saída da câmara, para a
combustão enriquecida utilizando GLP. A emissão de CO foi zero para todas condições de
ensaio. Tal resultado era esperado pois, se para combustão com diesel, onde a dificuldade para
a mistura entre os reagentes é maior, houve tempo de residência suficiente para praticamente
toda conversão do CO, é evidente que para a combustão com gás também seria.
Tabela VI.7 – Emissão de gases na saída da câmara, para combustão de GLP com diversos
níveis de enriquecimento.
% O2 no oxidante % O2 nos gases de combustão
% CO nos gases de combustão
% CO2 nos gases de combustão
NOx [ppm]
21,00 2,93 ± 0,05 0 12,33 ± 0,04 92,54 ± 3,24 25,36 3,51 ± 0,22 0 15,32 ± 0,21 259,24 ±7,74 30,87 4,38 ± 0,15 0 18,99 ± 0,16 1330,82 ± 27,65 43,35 6,75 ± 0,08 0 27,64 * 2003,20 ± 45,06 54,99 8,78 ± 0,08 0 36,75 * 3163,47 ± 74,58 80,30 14,91 ± 0,29 0 58,77 * 4184,83 ± 37,59
* valores calculados baseado nas porcentagens de O2 e CO na saída da câmara.
Plotando os valores da emissão de CO2 em função da porcentagem de O2 no oxidante,
Figura VI.57, nota-se um comportamento qualitativo e quantitativo semelhante ao da Figura
VI.18, para combustão com diesel. No entanto, quando se representa a emissão de CO2 em
massa e normalizada pela vazão de resíduo, observa-se que há uma redução em cerca de 20%
em relação a combustão com diesel, conforme mostra a Figura VI.58. Esta redução deve-se a
dois fatores: 1) a vazão de resíduo é maior para a combustão com GLP, de acordo com a
discussão da subseção VI.3.1; 2) para a potência de 133,55kW, na combustão com GLP
2,44g/s de carbono são adicionadas à câmara, enquanto que com diesel foi 2,63g/s.
215
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
10
20
30
40
50
60
%C
O2
nos g
ase
s d
e c
om
bu
stão
valores medidos
valores calculados
Figura VI.57 – Porcentagem volumétrica de CO2 nos gases de combustão na saída da câmara
em função da porcentagem de O2 no oxidante. Valores medidos e calculados para GLP.
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
mass
a d
e C
O2
/massa
de
resíd
uo [
g/g
]
Figura VI.58 – Massa de CO2/massa de resíduo em função da porcentagem de oxigênio no
oxidante, para combustão com GLP.
216
A emissão de NOx é completamente dependente dos processos físicos e químicos que
se desenrolam na região de queima, como já discutido na apresentação dos resultados para o
diesel. Assim, como era de se esperar, há uma diferença acentuada na emissão desse poluente
de acordo com a natureza do combustível, se líquido ou gasoso. A Figura VI.59 plota a
emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante (valores da Tabela VI.7).
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
NO
x [p
pm
]
Figura VI.59 – Emissão de NOx em função da porcentagem de O2 no oxidante, para
combustão com GLP, realizadas na saída da câmara.
Observa-se que os valores de NOx são mais elevados do que para a combustão com
diesel. Também não há o patamar de pouco aumento da emissão de NOx para baixos níveis de
enriquecimento (< 35%), conforme mostra a Figura VI.21 para combustão com diesel. Alguns
fatores podem ser destacados para esse comportamento.
217
1) Na combustão com gás, a qualidade da mistura é intensificada em comparação com a de
líquido. Para o excesso de oxidante em torno de 15%, isso incrementa a emissão de NOx
(Lyons, 1982). A melhor homogeneidade da mistura propicia o aumento de regiões na
chama onde a razão de equivalência e a temperatura são favoráveis a formação de NO.
2) Também devido à melhor qualidade da mistura entre os reagentes, em geral, a formação
de fuligem em chamas de gás é menor. Com isso, nessa região da câmara pode haver uma
redução na transferência de calor por radiação para parede, e a temperatura na chama
aumenta. No entanto, o balanço de energia global da câmara, discutido posteriormente na
subseção VI.3.4, mostrou que pouco foi alterado em termos do total de calor transferido à
parede da câmara.
3) As chamas com gás apresentam comprimento inferior às de líquido. Desta forma, as
reações se desenvolvem com a menor presença do resíduo vaporizado, também
contribuindo para o surgimento de regiões com temperatura elevada. Além disso, a região
compreendida entre a chama e o ponto de injeção de resíduo aumenta, ou seja, o tempo de
permanência dos gases na região de pós-chama aumenta, favorecendo a formação de NO
pelo mecanismo de Zeldovich.
4) O comportamento de baixo aumento da emissão de NOx para níveis de enriquecimento
inferiores a 35% de O2, para combustão com diesel (Figura VI.21), foi principalmente
atribuído ao controle da mistura entre os reagentes pela taxa de vaporização das gotas do
spray. Como esse processo físico não está mais presente na combustão com gás, a mistura
entre os reagentes é altamente intensificada e, como consequência, o aumento da
formação de NO também torna-se mais elevado para baixos níveis de enriquecimento.
218
O aumento da taxa de incineração não foi suficiente para compensar o aumento da
emissão de NOx. Desta forma, a emissão normalizada de NOx, ou seja, a razão mg de NO2/g
de resíduo, também foi superior ao da combustão com diesel, conforme apresenta a Figura
VI.60.
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
mass
a d
e C
O2/m
assa
de
re
sídu
o [g
/g]
Figura VI.60 – Comportamento da razão NO2/g de resíduo, em função da porcentagem de O2
no oxidante, para combustão com GLP.
VI.3.4 – Balanço de Energia
Tal qual como feito para o diesel, esta subseção quantifica o quanto da energia
disponibilizada pela combustão enriquecida de GLP é aproveitada para o aumento da taxa de
incineração. O balanço de energia também foi feito como apresentado no capítulo IV, só que
219
fazendo as alterações para as condições de combustão com GLP. Como aqui as emissões de
CO e NOx também foram baixas na saída da câmara, quando comparadas com as do CO2, O2,
N2 e H2O, assumiu-se combustão completa. O resultado do balanço está apresentado na
Figura VI.61.
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
en
rgia
/mass
a d
e G
LP
[kc
al/k
g d
e G
LP
]
Calor transferido para parede da câmara
Calor transferido ao resíduo
Entalpia dos produtos de combustão
Entalpia do N2
Figura VI.61 – Resultado do balanço de energia da câmara, para combustão com GLP.
O mesmo comportamento observado para o diesel ocorreu para combustão com GLP,
ou seja, praticamente não há variação acentuada na razão calor total transferido para parede da
câmara/massa de combustível e quase toda energia disponibilizada pela redução da massa de
nitrogênio no oxidante é utilizada para aumentar a taxa de incineração de resíduo.
220
O número de Reynolds para combustão de GLP foi ligeiramente inferior ao da
combustão do diesel, principalmente para baixos níveis de enriquecimento. Isso deve-se ao
fato da vazão dos produtos de combustão para o GLP também ser um pouco inferior à do
diesel. A Figura VI.62 apresenta o resultado do número de Reynolds, calculado pelo mesmo
procedimento utilizado nos ensaios com diesel, ou seja, na seção correspondente ao termopar
6, usando essa temperatura e a composição dos gases na saída da câmara para o cálculo da
viscosidade média. Os resultados da Figura VI.27 são repetidos na Figura VI.62, para
comparação entre o número de Reynolds dos dois combustíveis
20 30 40 50 60 70 80 90 100
% de O2 no oxidante
1800
2000
2200
2400
2600
2800
3000
3200
Núm
ero
de
Re
yno
lds
ensaios com GLP
ensaios com diesel
Figura VI.62 – Comparação entre o número de Reynolds obtidos para GLP e diesel.
221
Apesar da diferença no número de Reynolds, não é possível dizer que ela é
significativa ao ponto de alterar bruscamente a taxa de transferência de calor por convecção
para parede da câmara. A Figura VI.63 mostra o resultado do cálculo do tempo de residência
para combustão com GLP e, ao compararmos com os resultados para diesel na Figura VI.28,
nota-se que também não há uma alteração intensa desse parâmetro, ou seja, o tempo de troca
térmica praticamente não se modifica se a combustão é com GLP ou diesel, para mesma
potência e excesso de oxidante.
Após a região de injeção do resíduo, a transferência de calor por radiação dos gases de
combustão para parede da câmara não deve ser diferente da combustão com diesel para GLP,
pois as composições dos gases e o perfil de temperatura a partir do termopar 3 são bastante
semelhantes para ambos combustíveis. No entanto, na região de chama esperam-se
modificações na intensidade dessa forma de transferência de calor, em função das alterações
no comprimento de chama e na formação de fuligem, ambos devido à intensificação da
mistura entre os reagentes quando o combustível é gasoso. Em decorrência do comprimento
de chama diminuir, o comprimento característico (equação VI.20) também irá e a
emissividade na região de chama será menor.
A formação de fuligem não foi quantificada no presente trabalho. No entanto, a
limpeza dos filtros de particulados, devido à saturação, era realizada com maior frequência
durante ensaios com diesel do que nos com GLP, sobretudo para os menores níveis de
enriquecimento. O GLP, apesar de ser um combustível gasoso, não pede ser considerado um
combustível totalmente “limpo”, como por exemplo o metano onde a formação de fuligem é
ínfima, pois, em sua composição há hidrocarbonetos relativamente pesados como o isobutano
222
(C4H10). Mas, em comparação com a combustão com diesel, a formação de fuligem ainda é
menor.
Das observações citadas, deve-se esperar uma menor transferência de calor da chama
para a parede da câmara. No entanto, o calor total perdido para parede durante a combustão
enriquecida com GLP apresenta um comportamento qualitativo e quantitativo bastante
semelhante ao da combustão com diesel. Como não há uma modificação intensa no número
de Reynolds e no tempo de troca térmica, a conclusão seria que também não há uma grande
modificação troca de calor por radiação para parede da câmara. É importante observar que a
região de chama corresponde a 13,5% do volume total da câmara. Ou seja, é possível que as
modificações na transferência de calor radiativa dessa região, não sejam tão significativas ao
ponto de alterar bruscamente o total de calor perdido para parede da câmara.
20 30 40 50 60 70 80
%O2 no oxidante
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
Te
mp
o d
e r
esi
dê
nci
a [
seg
]
Figura VI.63 – Tempo de residência dos gases de combustão no interior da câmara,
em função da porcentagem de O2 no oxidante, para combustão com GLP.
223
VI.3.5 – Controle da Emissão de NOx Pelo Número de “Swirl”
Também para combustão com GLP, a emissão de NOx mostrou ser um fator que pesa
negativamente para o emprego direto de chamas enriquecidas com oxigênio, atingindo
inclusive valores mais elevados do que as emissões medidas para combustão com diesel.
Assim, as atitudes cabíveis para o controle da emissão desse poluente também devem ser
aplicadas aos combustíveis gasosos.
As observações feitas na subseção VI.3.2 sobre a maior capacidade de interação entre
a zona de recirculação interna (ZRI) e o jato gasoso, em comparação com o spray de
combustível, foram motivos para a insistência em se tentar controlar a emissão de NOx através
do número de “swirl” (S’). Para condições próximas às do ensaio 44 da Tabela VI.1,
escolhida por ser a condição que apresentou maior emissão normalizada de NOx (Figura
VI.60), variou-se o ângulo entre as pás do “swirler” do queimador de 0 a 70o, com passo de
10o. A Figura VI.64 mostra a relação entre o número de “swirl” e o ângulo entre as pás do
“swirler” (alfa), para as condições correspondentes aos números 48 a 55 da Tabela VI.1. Além
disso, a Figura VI.64 ainda mostra o comportamento da emissão de NOx em porcentagem
volumétrica para os diferentes valores de S’.
A emissão de NOx também apresentou um comportamento qualitativo semelhante aos
das Figuras VI.2 e VI.30 para combustão com diesel, ou seja, a emissão desse poluente reduz
com o aumento de S’, até que para valores mais elevados de S’ estabiliza-se. As razões para
esse comportamento já foram amplamente discutidas nas subseções VI.2.1.1 e VI.2.4, estando
relacionadas com a criação de uma ZRI forte e com razão de equivalência média rica. Apesar
do comportamento qualitativo semelhante, os resultados para o GLP mostram uma maior
224
eficiência na redução do NOx com o aumento de S’. A Figura VI.65 apresenta a emissão de
NOx na forma de mg de NO2/g de resíduo. Para o nível de enriquecimento ensaiado, a redução
observada foi em cerca de 59%, quando modifica-se o S’ de 0,149 (α = 40o) para 1,117 (α =
70o).
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2
S'
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
NO
x [p
pm
]
0
10
20
30
40
50
60
70
Alfa
Emissão de NOx
Alfa
Figura VI.64 – Emissão de NOx e ângulo entre as pás do “swirler” (alfa) em função de
S’, para as condições 48 a 55 da Tabela VI.1.
Os resultados apresentados mostram uma maior eficiência na redução da emissão de
NOx pelo controle da ZRI, para operações com combustível gasoso do que com líquido. Isto
provavelmente se dá pelo fato de, no caso da combustão com spray, gotas com maior
diâmetro atravessarem com facilidade a zona de recirculação, o que já não ocorre com a
225
combustão com gás. Sendo assim, uma maior quantidade de combustível é retida na ZRI e o
caráter rico da combustão nessa região é intensificado e menos NO é produzido.
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2
S'
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
mg
de N
O2/g
de
re
síduo
FiguraVI.65 – Variação da razão mg de NO2/g de resíduo em função do número de “swirl”,
para o enriquecimento de 31% de O2 e excesso de oxidante de 15%, queimando GLP.
VI.3.4 – Controle da Emissão de NOx Pela Injeção de Amônia
Uma da técnicas amplamente utilizada em processos convencionais de combustão é a
redução do NOx para N2 através da injeção de amônia (NH3), apresentando eficiências de
redução de 42 a 90%. No entanto, praticamente não há dados disponíveis na literatura sobre a
eficiência dessa técnica aplicada às chamas enriquecidas. Desta forma, foram realizados
ensaios com intuito de caracterizar essa situação.
226
No capítulo V foi feita uma breve discussão sobre a ação da amônia na redução de
NOx. Basicamente, a eficiência desse processo está atrelada à temperatura na região de
injeção de amônia. No capítulo V também foi apresentado a linha montada para injeção de
amônia na forma de NH3 gasoso.
Foram investigadas duas situações experimentais distintas. Na primeira situação, o
NH3 é adicionado ao fluxo de ar oxidante ainda na linha de alimentação desse, ou seja, antes
da passagem pelo swirler do queimador. Na segunda situação, a injeção é feita a 1,305m a
jusante do queimador, ou seja, equidistante dos termopares 3 e 4, onde há a presença dos
produtos de combustão e o resíduo já vaporizado.
Para ambos pontos de injeção de NH3 as condições dos ensaios foram mantidas
próximas às do número 44 da Tabela 1, ou seja, cerca de 31% de O2 e 15% de excesso de
oxidante. Novamente essa condição foi escolhida por apresentar a maior emissão de NOx
normalizada pelo resíduo (Figura VI.60)
Os resultados para primeira condição correspondem aos ensaios 56 a 62 da Tabela
VI.1. A Figura VI.66 mostra a emissão de NOx em função da vazão de NH3 adicionado a
linha de ar oxidante. Nota-se uma queda acentuada entre a condição sem nenhum NH3 e com
0,13g/s, cerca de 20%. Aumentando a vazão de amônia, a emissão de NOx continua sendo
reduzida, mas sem a intensidade inicial. Para 0,70g/s a redução total foi de aproximadamente
41% em relação à condição sem injeção de amônia, o que ainda representa uma emissão
bastante elevada.
227
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
Vazão mássica de NH3 [g/s]
700
800
900
1000
1100
1200
1300
NO
x [p
pm
]
1227
904894
883
791769
724
Figura VI.66 – Emissão de NOx em função da vazão de NH3 adicionado à linha de ar
oxidante.
A Figura V.67 mostra o comportamento da emissão de NOx quando o NH3 é injetado a
1,305m a jusante do queimador. Os valores correspondem aos resultados dos ensaios 63 a 69
da Tabela VI.1. Nota-se uma eficiência bastante elevada para esse ponto de injeção, chegando
a valores inferiores ao obtido quando a combustão foi com apenas ar como oxidante (92,54 ±
3,24 ppm). Quando a amônia é injetada junto ao fluxo de oxidante, possivelmente uma parte
do gás atinge diretamente a região de chama, onde o NH3 é rapidamente convertido para HCN
→ CN → NO, em função da temperatura elevada, conforme discutido no capítulo V. Desta
forma, a redução do NOx acaba sendo menos acentuada. Por outro lado, quando a amônia é
adicionada na região de pós-chama, onde a temperatura esteve por volta de 940oC, as reações
do tipo NHi + NO → N2 + . . . (i = 0, 1 e 2) acabam sendo favorecidas, explicando a
eficiência desse processo nessa condição.
228
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8
Vazão mássica de NH3 [g/s]
10
100
1000
NO
x [p
pm
]
1244
621
416
131
19
14
11.1
Figura VI.67 – Emissão de NOx em função da vazão de NH3 injetado a 1,305m a jusante do
queimador .
Apesar do resultado positivo apresentado na Figura V.67, é preciso levar em conta o
preço da amônia no custo de operação e o nível de emissão de NOx que deseja-se alcançar. No
presente experimento utilizou-se o NH3 em sua forma gasosa, distribuída comercialmente em
garrafas de 10m3 (normais), por facilidades laboratoriais e devido ao baixo consumo. No
entanto, essa é forma mais cara de comercialização da amônia. Em geral, utiliza-se amônia
líquida estocada em um tanque pressurizado. O líquido passa por um aquecedor (normalmente
elétrico) onde é vaporizado antes de ser injetado ao fluxo de gases de combustão (Cho, 1994).
A despeito do custo da amônia, os ensaios da presente subseção mostraram que é possível
operar incineradores de resíduo líquido aquoso com chama enriquecida, com emissão de NOx
inferior à obtida com ar como oxidante.
229
CAPÍTULO VII
ANÁLISE TOMOGRÁFICA EM CHAMAS ENRIQUECIDAS NÃO CONFINADAS
No capítulo anterior, estabeleceu-se uma conexão entre a qualidade da mistura dos
reagentes e a emissão de NOx. Para combustão enriquecida do diesel as emissões de O2 e CO
nas proximidades da frente de chama mostraram que até cerca de 40 % de O2 no oxidante o
grau de mistura entre os reagentes é deficiente. Tal fato foi associado ao aumento menos
acentuado da emissão de NOx até esse nível de enriquecimento.
Apesar dos resultados do capítulo VI indicarem o comportamento descrito no
parágrafo anterior, nenhuma medida foi feita direta na chama, o que melhor indicaria a
pertinência dos comentários. Na tentativa de se ampliar as observações sobre a conexão entre
o aumento do grau homogeneidade da mistura e o processo de enriquecimento, realizou-se
uma análise visual da presença dos radicais C2 e CH em chamas não confinadas de diesel e
GLP para diversos teores de O2 no oxidante.
Nas chamas de hidrocarbonetos, a zona de intensa reação química é marcada pela forte
emissão de radiação quimiluminescente, devido à presença dos radicais C2 e CH (Gaydon e
Wolfhard, 1979), cuja as bandas de emissão são 516 e 431nm, respectivamente. A associação
das emissões do C2 e do CH com o grau de homogeneidade de misturas e com razão de
equivalência foi inicialmente reportada na literatura por Gaydon (1957). Em geral, nas
misturas ricas a emissão na banda do C2 é predominante, por outro lado, em regiões da chama
onde a concentração de oxigênio é alta, caracterizando misturas pobres, há uma
predominância na banda de emissão do CH (Lewis e Von Elbe, 1968). Esse comportamento
pode ser exemplificado através do diagrama de evolução da intensidade de emissão (I) dos
230
radicais C2, CH e OH em função do inverso da razão de equivalência para uma chama pré
misturada de metano com oxigênio diluídos em nitrogênio, apresentado por De Soete e
Feugier (1976) e reproduzido na Figura VII.1.
Figura VII.1 – Intensidade de emissão (I) nos comprimentos de onda do C2, CH e OH em
função de 1/razão de equivalência (De Soete e Feugier, 1976).
Gaydon (1957) mostrou que a intensidade da emissão quimiluminescente do C2 e a do
CH não são apenas uma função da razão de equivalência local, mas também da natureza do
combustível, sobretudo da quantidade de carbono contido no hidrocarboneto. Os resultados
para queimadores tipo bico de Bunsen mostraram que para hidrocarbonetos não saturados,
como acetileno e benzeno, as chamas apresentam fortes emissões na banda do C2, mesmo
para razões de equivalência correspondentes a combustão em regime pobre. No entanto, para
combustíveis saturados como o metano e etano a emissão do C2 é menos acentuada. Chou e
231
Patterson (1995) notaram que, para uma mesma razão de equivalência, a emissão de C2 é mais
intensa para o indoleno (mistura de alcanos e aromáticos) do que para o propano, em virtude
deste último ser um hidrocarboneto saturado.
Com a trabalho clássico de Lyons (1982), que ressalta a importância do grau de
homogeneidade da mistura reagente na emissão de poluentes, sobretudo NOx, a associação da
emissão quimiluminescente dos radicais C2 e CH com esse parâmetro se tornou uma
ferramenta importante. Como exemplos de aplicação citam-se o trabalho de Chou e Patterson
(1995) na área de motores de combustão interna a pistão com ignição por centelha e os
trabalhos de Caldeira-Pires (1999) e Costa (1998) na área de combustão em turbina a gás.
Como já comentado, no presente trabalho dedicou-se à realização de um experimento
para obtenção das intensidade luminosas nos comprimentos de onda associados a emissão do
C2 e do CH em chamas de diesel e GLP enriquecidas e não confinadas. Os detalhes sobre o
sistema de aquisição de imagens e a o algoritmo de reconstrução tomográfica estão
apresentados no capítulo V. A Tabela VII.1 apresenta a configuração do sistema ótico
utilizado para a obtenção das imagens de cada radical.
O ancorador de chama tipo “swirler”, bem como o atomizador de diesel, o injetor de
GLP e o sistema de medida de vazões dos fluidos são os mesmos utilizados nos ensaios
realizados para chamas confinadas na câmara de combustão, sendo suas descrições também
apresentadas no capítulo V.
232
Tabela VII.1 – Configuração do sistema ótico.
radical
abertura
foco
filtro de
interferência
[nm]
transmitância
tempo de
exposição
[seg]
distância entre
o sistema ótico
e a chama
C2 4 10 515,40 0,66 1/10000 ≅ 5 m
CH 4 10 431,09 0,55 1/10000 ≅ 5 m
Nas proximidades dos comprimentos de onda 431 e 516nm, característicos da radiação
quimiluminescente dos radicais CH e C2, respectivamente, existem mais duas fontes de
emissão luminosa: 1) reações envolvendo o CO e o CO2 com espécies hidrogenadas que
emitem radiação luminosa em um espectro contínuo entre 300 a 550nm (Chou e Patterson,
1995), e 2) a emissão luminosa característica da presença de fuligem.
Para o primeiro caso, essas reações são lentas quando comparadas com as dos radicais
intermediários, estando presentes nas regiões mais externas da chama. A detecção da região
onde essas reações ocorrem mais pronunciadamente pode ser feita através da análise da razão
entre as intensidades luminosas observadas para os comprimentos de onda 431 e 516nm.
Quando apenas os radicais são responsáveis pelas intensidades luminosas, há uma coerência
entre a razão dessas intensidades e a distribuição da razão de equivalência pela chama. Por
outro lado, quando as reações que envolvem o CO e o CO2 com espécies hidrogenadas estão
presentes em quantidade significativa, existem discrepâncias acentuadas entre as emissões dos
comprimentos de onda citados. As observações desse parágrafo são analisadas com mais
detalhes na apresentação dos resultados para a razão entre as intensidades luminosas dos
comprimentos de onda 516 e 431nm, adiante no presente capítulo.
233
Em função da formação de fuligem, principalmente nas chamas de sprays, a análise
visual dos radicais C2 e CH é limitada à região onde a presença desta pode ser considerada
como de pequena influência. Conforme discutido no capítulo II, a formação de fuligem está
associada ao craqueamento de hidrocarbonetos voláteis em regiões com deficiência de
oxigênio na chama onde a razão C/O é maior que 0,5 (Haynes e Wagner, 1981). A fuligem,
em geral é formada na região primária das chamas difusivas, onde a mistura entre os
reagentes é deficiente. Contudo, mesmo nas regiões onde a concentração de oxigênio é
precária, sua taxa de formação é desprezível em temperaturas abaixo de 1500K (Lawn e
Godridge, 1987). As Figuras VI.13 e VI.52, mostram que a temperatura medida pelo termopar
1, posicionado a 18 cm do queimador, esteve abaixo de 1500K, tanto para as chamas de diesel
como para as de GLP, em qualquer nível de enriquecimento. Desta forma, a análise aqui
apresentada ficou restrita à essa região da chama.
As chamas de sprays apresentam maior dificuldade de mistura entre os reagentes,
devido à presença do processo de vaporização do combustível. No entanto, quando a
densidade de gotas (número de gotas/unidade de volume) é alta na região imediatamente a
jusante do queimador, a penetração de oxigênio e calor é limitada, fazendo com que a
combustão fique restrita à interface entre o cone central do spray e o escoamento externo de
ar. Com isso, a temperatura apresenta valores mais baixos nessa região da chama,
favorecendo a não formação de fuligem (Chigier, 1983). Os atomizadores tipo Y são
caracterizados por apresentarem uma elevada densidade de gotas nas imediações de sua saída,
em razão do pequeno ângulo de abertura do cone do spray, cerca de 10o (Lacava et al., 1995).
Esta elevada densidade de gotas pode ser observada nos ensaios feitos para determinação do
SMD do spray de diesel (capítulo V). A obscuridade do spray só não saturava os detetores do
234
sistema de medida, quando o feixe de laser era posicionado a uma distância superior a 15cm a
frente do atomizador.
Em função dos comentários feitos nos parágrafos anteriores, limitou-se a região de
análise das chamas entre a saída do atomizador e a distância 4d (168mm), onde d é o
diâmetro da lança de acoplamento dos injetores de combustível no queimador, ou seja 42mm.
A Figura VII.2 apresenta essa região usando como exemplo a chama para combustão do
diesel enriquecida a 51,39% de O2. No final do processo de reconstrução tomográfica, a
imagem resultante forma uma matriz com 60 x 280 pixels, onde cada pixel armazena uma
informação de intensidade luminosa em escala de cinza. Para analisá-las, estabeleceu-se um
sistema de coordenadas (com a escala em número de pixels) onde se definiram as faixas de
observação gráfica da intensidade luminosa de ambos radicais, conforme também apresenta a
Figura VII.2
Figura VII.2 – Região da chama analisada pelo processo de tomografia e representação das
faixas estudadas graficamente.
235
Os ensaios foram realizados em quatro combinações de vazão para cada combustível,
que representam as condições em diversos níveis de enriquecimento. A Tabela VII.2
apresenta as condições para os ensaios com diesel e as imagens obtidas para os radicais C2 e
CH após a reconstrução tomográfica. As Figuras VII.3 a VII.10 mostram a representação
gráfica para as faixas analisadas das imagens da Tabela VII.2.
Tabela VII.2 – Condições para os ensaios com diesel e imagens reconstruídas.
mf
[g/s] mO2
[g/s] mar [g/s]
%O2 b C2 CH
3,11
0
53,87
21,00
15,90
3,11
4,75
33,13
30,05
15,14
3,11
9,83
13,41
51,39
14,72
3,11
11,30
5,40
72,63
15,95
236
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 280
Y = 210
Figura VII.3 – Análise da imagem do C2 para o diesel com 21% de O2 e b = 15,90.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Y = 70
Figura VII.4 – Análise da imagem do CH para o diesel com 21% de O2 e b = 15,90.
237
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 280
Y = 210
Y = 140
Y = 70
Figura VII.5 – Análise da imagem do C2 para o diesel com 30,05% de O2 e b = 15,14.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.6 – Análise da imagem do CH para o diesel com 30,05% de O2 e b = 15,14.
238
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 210
Y = 140
Y = 280
Figura VII.7 – Análise da imagem do C2 para o diesel com 51,39% de O2 e b = 14,72.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.8 – Análise da imagem do CH para o diesel com 51,39% de O2 e b = 14,72.
239
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.9 – Análise da imagem do C2 para o diesel com 72,63% de O2 e b = 15,95.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.10 – Análise da imagem do CH para o diesel com 72,63% de O2 e b = 15,95.
240
As Figuras VII.3 e VII.4, para combustão do diesel com 21% de O2, mostram que para
Y = 70 e Y = 140 as curvas de intensidade de emissão do C2 e do CH apresentam picos em
faixas estreitas, indicando que a as reações químicas se concentram na fronteira do cone do
spray nessa região. Quanto mais próximo à saída do atomizador de combustível maior é a
densidade de gotas do spray e não há penetração suficiente de oxidante no interior do cone
para o desenvolvimento das reações, ficando limitadas à fronteira deste com o escoamento de
ar. À medida que se deslocam a jusante do atomizador as gotas evaporam e a densidade de
gotas no interior do spray diminui, facilitando a penetração de oxidante em seu interior. A
Figura VII.3, ainda para combustão do diesel com 21% de O2, mostra que já nas posições Y =
210 e Y = 180 há uma melhor distribuição do radical C2 no interior do cone do spray. No
entanto, a Figura VII.4 mostra que o radical CH não acompanha esse comportamento e,
mesmo nas posições mais superiores, sua emissão fica restrita à fronteira do cone. Essa
predominância do radical C2 sobre o CH no interior do cone denota que, mesmo havendo uma
melhor penetração do oxidante nas partes superiores da chama, a combustão tende a ser
acentuadamente rica nessa região.
Analisando as Figura VII.5 e VII.6, combustão do diesel com 30,05 % de O2, se
observa que apesar de menos acentuada ainda há uma predominância do radical C2 sobre o
CH, mostrando que permanece a tendência de combustão rica no interior do cone de spray.
Por outro lado, as Figuras VII.7 eVII.8 (combustão do diesel com 51,39% de O2) e Figuras
VII.9 e VII.10 (combustão do diesel com 72,63% de O2) mostram que mesmo para Y = 210 e
Y = 280 as curvas de emissão do CH já não apresentam picos de intensidade, mas um
comportamento mais homogêneo no interior do cone, semelhante ao do radical C2. Isso ocorre
em função do aumento da porcentagem de O2 no oxidante acelerar a taxa de vaporização das
gotas, em função da maior temperatura na região de chama, facilitando a mistura entre o
241
combustível vaporizado e o oxidante. Com isso a o combustão passa a ser menos rica por toda
chama. Isto está de acordo com o resultados e comentários feitos na seção referente à análise
de gases do capítulo VI.
As Figuras VII.3 a V.II.10 mostram que tanto a radiação quimiluminescente do C2
quanto a do CH diminuem a medida que se aumenta a nível de enriquecimento do oxidante.
Segundo Gaydon e Wolfhard (1979), para chamas difusiva a baixa pressão as emissões de C2
e CH são bem mais fortes para uma chama com ar do que para uma chama com oxigênio,
devido ao tempo de vida dos radicais ser menor para a chama de oxigênio. No entanto, o
comportamento da redução da emissão quimilumisnecente de cada radical, a medida que se
aumenta o nível de enriquecimento, é diferente e depende da natureza do hidrocarboneto
utilizado como combustível.
Imagens na faixa de emissão do C2 e CH também foram obtidas em ensaios para
combustão enriquecida com GLP. A Tabela VII.3 apresenta as condições para os ensaios com
GLP e as imagens para os radicais C2 e CH após a reconstituição tomográfica. As Figuras
VII.11 a VII.18 mostram a representação gráfica para as faixas analisadas das imagens da
Tabela VII.3.
242
Tabela VII.3 – Condições para os ensaios com GLP e imagens reconstruídas.
mf
[g/s] mO2
[g/s] mar [g/s]
%O2 b C2 CH
2,91
0
50,82
21,00
15,61
2,91
4,75
29,64
30,98
14,00
2,91
9,23
11,29
54,52
15,80
2,91
11,12
3,11
81,30
15,60
243
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.11 – Análise da imagem do C2 para o GLP com 21% de O2 e b = 15,61.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.12 – Análise da imagem do CH para o GLP com 21% de O2 e b = 30,92.
244
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.13 – Análise da imagem do C2 para o GLP com 30,98% de O2 e b = 14,00.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 280
Y = 140
Y = 210
Figura VII.14 – Análise da imagem do CH para o GLP com 30,98% de O2 e b = 14,00.
245
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y= 210
Y = 280
Figura VII.15 – Análise da imagem do C2 para o GLP com 54,52% de O2 e b = 15,80.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.16 – Análise da imagem do CH para o GLP com 54,52% de O2 e b = 15,80.
246
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.17 – Análise da imagem do C2 para o GLP com 81,30% de O2 e b = 15,60.
0 10 20 30 40 50 60
Eixo X
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
Esca
la d
e c
inza
Y = 70
Y = 140
Y = 210
Y = 280
Figura VII.18 – Análise da imagem do CH para o GLP com 81,30% de O2 e b = 15,60.
247
As Figuras VII.11 e VII.12, combustão do GLP com 21% de O2, mostram que a
emissão quimiluminescente dos radicais aumenta a jusante do queimador. Como pode ser
observado nas imagens para essa condição, na Tabela VII.3, ocorre um descolamento da
chama em relação ao queimador e com isso há uma tendência das reações químicas ocorrerem
com maior intensidade em posições superiores do sistema de coordenadas adotado. As
imagens da Tabela VII.3 e as Figuras VII.13 a VII.18 mostram que a medida que o nível de
enriquecimento aumenta essa tendência diminui, em função da chama ir se acoplando nas
proximidades do queimador.
Quando o queimador está operando com ar, devido à elevada velocidade de injeção do
jato de gás combustível, a tendência da chama é se estabilizar a jusante, onde o jato já foi
suficientemente desacelerado. Como a vazão de combustível foi mantida constante para todos
ensaios de GLP, a velocidade do jato de gás foi a mesma para qualquer valor de
enriquecimento. No entanto, como a velocidade de chama (velocidade com que os gases
reagentes entram na zona de reação química) aumenta com o enriquecimento e como a
tendência da chama é de se estabilizar onde sua velocidade é igual ao do escoamento, à
medida que a porcentagem de O2 aumenta no oxidante ela se estabiliza nas proximidades do
queimador, como se observa nas imagens para 54,52 e 81,30 % de O2 na Tabela VII.3.
A Figura VII.12 e a imagem do CH para o ensaio com 21 % de O2 da Tabela VII.3
mostram que há uma intensa emissão desse radical nas proximidades de Y = 70, chegando até
a saturar a imagem obtida pela câmara CCD nessa região. Em função do descolamento da
chama, esta se torna extremamente instável em sua região inicial de ancoramento,
caracterizada por elevada turbulência e, consequentemente, elevada mistura entre o gás na
fronteira do jato e o ar oxidante. Com isso, é provável que o desenrolar do processo de
248
combustão adquire um caráter pobre nesse ponto, justificando a elevada intensidade de
emissão no comprimento de onda do CH. Com o avanço do enriquecimento essa estrutura
instável, responsável pela combustão pobre na região primária, se dissolve e a emissão do CH
é menos discrepante.
As análises gráficas das Figuras VII.11 a VII.18 mostram que há uma melhor
semelhança entre os comportamentos dos radicais C2 e CH na região interna do cone da
chama, em comparação com os resultados apresentados para o diesel. Isso caracteriza uma
melhor distribuição da razão de equivalência ao longo da chama, devido à maior facilidade de
mistura entre o gás combustível e o oxidante.
Uma outra maneira de caracterizar o comportamento da razão de equivalência através
da análise não intrusiva é obtendo a razão entre as intensidade luminosas dos comprimentos
de onda do C2 e CH (IC2/ICH). Chou e Patterson (1995) mostraram que para combustão do
propano e do indoleno em uma câmara de combustão do tipo “L” para motores de combustão
interna a pistão com ignição por centelha, a razão de intensidade IC2/ICH aumenta com o
também aumento da razão de equivalência, conforme mostra a Figura VII.20. Os resultados
apontam que a razão de intensidade não depende apenas da razão de equivalência, mas
também do comportamento dos radicais C2 e CH frente ao tipo de combustível utilizado. No
entanto, pode-se dizer que a razão de intensidade sempre aumentará a medida que se reduz a
concentração de oxidante. Caldeira Pires et al. (1999) também mostraram o aumento da razão
de intensidade com o incremento da razão de equivalência para experimentos utilizando
propano e querosene de aviação em um combustor protótipo do tipo L.P.P. (“Lean Pre-
vaporised Premixed Combustion”) para turbina a gás.
249
No presente trabalho essa técnica também foi aplicada para as imagens apresentadas
na Tabela VII.2 (diesel) e Tabela VII.3 (GLP). Escolheu-se como região de análise a faixa Y
= 210, por ser uma região onde a densidade de gotas do spray é menos intensa, para o caso do
diesel, e está fora do problema de descolamento da chama, para o caso do GLP.
Figura VII.19 – Resultados de Chou e Patterson (1995) para relação entre razão de
equivalência (φ) e a razão de intensidade (IC2/ICH) para o propano e o indoleno.
A análise também restringiu-se no eixo X entre X = 40 e X = 60, correspondendo a
região interna da chama. Para valores mais externos ocorreram discrepâncias acentuadas entre
as emissões de C2 e CH, levando a resultados que não apresentam coerência. Este problema
na região externa da chama pode estar associado à presença de reações mais lentas, em
comparação com as dos radicais C2 e CH, envolvendo o CO e o CO2 com o hidrogênio
(reações VII.1 e VII.2) que emitem radiação luminosa em um espectro contínuo entre 300 a
250
550nm, segundo Rassweiler e Withrow (1931) (também citados por Chou e Patterson, 1995),
causando interferência nas bandas de emissão do C2 (516 nm) e CH (431 nm).
H2 + CO2 = CO + H2O (VII.1)
2CO2 = 2CO + O2 (VII.2)
A região interna da chama é caracterizada pela presença das reações dos radicais
intermediários, como as do C2 e do CH. Desta forma, a interferência de reações envolvendo o
CO2 e o CO com hidrogênio tende a ser bem menos acentuada.
Antes de efetuar a divisão entre as intensidades de emissão do C2 e CH, quantificada
por escala de cinza, corrigiu-se o efeito transmitância dos filtros dividindo o valor associado a
cada pixel da imagem do C2 por 0,66 e das as imagens do CH por 0,55. Como a abertura da
lente é a mesma para todas imagens esse fator não precisou ser corrigido.
Após a divisão das intensidades luminosas, o resultado de cada situação experimental
foi normalizado pela sua maior razão IC2/ICH no intervalo X = 40 a X = 60. Com isso foi
possível estabelecer a comparação entre situações estudadas. A Figuras VII.20 e VII.21
mostram os resultados para o diesel e para o GLP, respectivamente.
De uma maneira geral, a Figura VII.20 mostra que à medida que se caminha para
região central das chamas de diesel a razão de intensidade aumenta, o que também representa
o aumento na razão de equivalência. A maior dificuldade de penetração do oxidante em
regiões mais internas da chama resulta em condições mais ricas de combustão. Por outro lado,
o aumento do teor de oxigênio no oxidante minimiza essa situação e tende a propiciar uma
251
distribuição mais homogênea da razão de intensidade, ou da razão de equivalência. Na Figura
VII.20 nota-se que a razão IC2/ICH para combustão do diesel com ar varia entre
aproximadamente 0,17 e 1, já para combustão com 72,63% de O2 varia entre 0,66 e 1. Esse
comportamento ocorre em função do aumento da taxa de vaporização das gotas do spray com
a elevação da temperatura devido à combustão enriquecida.
40 42 44 46 48 50 52 54 56 58 60
Eixo X
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
IC2
/IC
H [u
nid
ad
e a
rbitrá
ria
]
21% O2
30,05% O2
51,39% O2
72,63% O2
Figura VII.20 - Comportamento da razão de intensidade IC2/ICH em função da posição (X
entre 40 a 60 e Y = 210) para as imagens das chamas de diesel apresentadas na Tabela VII.2.
Já a Figura VII.21 mostra que para as chamas de GLP a distribuição da razão de
intensidade, ou da razão de equivalência é bem menos heterogênea do que as das chamas de
diesel, mesmo para combustão com baixo nível de enriquecimento (30,98% de O2). Essa
diferença entre as chamas de diesel e GLP se deve a presença do processo físico de
252
vaporização das gotas na queima do diesel, influenciando fortemente a taxa de mistura entre
os reagentes, principalmente para os baixos níveis de enriquecimento. Como o GLP já está em
fase gasosa a mistura entre os reagentes é facilitada na sua combustão.
40 42 44 46 48 50 52 54 56 58 60
EIXO X
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1IC
2/IC
H [u
nid
ad
e a
rbitrá
ria
]
21% O2
30,98% O2
54,52% O2
81,30% O2
Figura VII.21- Comportamento da razão de intensidade IC2/ICH em função da posição (X entre
40 a 60 e Y = 210) para as imagens das chamas de GLP apresentadas na Tabela VII.3.
Para obter o valor da razão de equivalência a partir da razão IC2/ICH seria necessário
uma calibração nas chamas dos combustíveis utilizados garantindo a homogeneidade da razão
de equivalência. Como isso não é possível com o queimador utilizado, a análise se restringiu a
observar a distribuição da razão de equivalência no interior da chama. No entanto, esse tipo
abordagem ainda assim é importante para avaliar a influência do grau de homogeneidade da
mistura reagente e associa-lo à emissão de NOx.
253
A análise tomográfica das chamas de diesel com ar e com baixo nível de
enriquecimento (30,05% de O2) mostrou uma pior distribuição da razão de equivalência,
sendo que nessa faixa de enriquecimento para a situação de chama confinada apresentada no
capítulo VI, o aumento da emissão de NOx não apresentou um crescimento acentuado, em
comparação com as condições de maior nível de enriquecimento (acima de 35% de O2),
conforme apresentado na figura VI.21. Evidentemente que existem diferenças entre as
situações de chama confinada e não confinada, como por exemplo a estrutura da zona de
recirculação, o carreamento de ar por difusão, transferência de calor, etc., no entanto, é
perfeitamente possível estabelecer uma analogia entre seus resultados, pois a discussão sobre
o aumento da taxa de vaporização com o enriquecimento contínua valendo para ambas
circunstâncias.
Ao compararmos os resultados para a razão de intensidade luminosa IC2/ICH para o
diesel e para o GLP, nota-se que as chamas de GLP são mais homogêneas. Segundo Lyons
(1982) ainda para o excesso de oxidante normalizado de 15% um elevado grau de
homogeneidade corresponderá a uma maior emissão de NOx. Isto, também contribui para as
maiores emissões de NOx na combustão do GLP em comparação com a do diesel para
qualquer nível de enriquecimento, conforme pode ser observado comparando as Figuras VI.21
e VI.59.
Complementando os comentário feitos no capítulo VI, a maior qualidade da mistura
ainda á responsável por chamas mais curtas. Com isso a região entre o final da chama e o
spray de resíduo aumenta. Consequentemente, o tempo de permanência dos gases de
combustão em temperatura elevada também aumentará, o que favorece a formação de NO
principalmente pelas reações mais “lentas” do mecanismo de Zeldovich.
254
CAPÍTULO VIII
CONCLUSÕES E SUGESTÕES
A presente tese teve como objetivo principal caracterizar experimentalmente os
benefícios e dificuldades do processo de enriquecimento do oxidante, no aumento da taxa de
incineração de resíduos líquidos aquosos em câmaras de combustão originalmente projetadas
para operar com ar. A contra partida do aumento da taxa de incineração é a emissão de
poluentes, mais especificamente a emissão de NOx. Desta forma, a tese também enfocou
algumas propostas de controle da emissão deste poluente, preservando o aumento da taxa de
incineração.
A discussão apresentada no capítulo I mostra claramente os benefícios que a redução
da concentração de nitrogênio pode trazer ao disponibilizar energia para os processos
industriais que fazem uso da energia térmica liberada pelas reações de combustão, algo que já
vem sendo realizado com algum sucesso em fornos de fusão. No entanto, a utilização do
oxigênio puro para enriquecer o oxidante em processos de incineração ainda necessita de um
grande investimento de pesquisas científicas e de desenvolvimentos tecnológicos, para que
este procedimento seja amplamente adotado. Dentro deste contexto, a presente tese procurou
colaborar com uma discussão baseada em dados experimentais, sobre alguns aspectos desse
tema.
Especialmente para a realização dos experimentos, foi construída uma câmara de
combustão em escala laboratorial, com aproximadamente 1000 litros, sendo sua configuração
típica para incineração de resíduos líquidos em suspensão. No capítulo V foram apresentados
os detalhes da montagem experimental.
255
Apesar do caráter totalmente experimental do trabalho desenvolvido, algumas
abordagens teóricas realizadas foram importantes para diagnosticar a diferença de expectativa
de resultados, quando a combustão utiliza o ar enriquecido como oxidante, no lugar do ar
atmosférico. No capítulo III, onde são apresentados os resultados de uma simulação baseada
em equilíbrio químico, previu-se que a disponibilização de energia devida ao enriquecimento
aumenta acentuadamente até 50% de O2 no oxidante; depois, o aumento é de maneira mais
branda, devido ao comportamento da redução da concentração do N2 nos gases de combustão.
Esta previsão para disponibilização de energia também ocorreu nos cálculos termoquímicos
apresentados no capítulo IV, sendo confirmada experimentalmente pela curva de aumento da
taxa de incineração em função da porcentagem de O2 no oxidante, apresentada no capítulo VI
(Figura VI.10).
O enriquecimento com 50% de O2, além de ser um ponto de alteração de
comportamento na curva de capacidade de incineração em relação ao nível de enriquecimento
do oxidante, também é crítico para a emissão de NOx. Os cálculos de equilíbrio químico
mostram que a maior formação de NOx ocorre em torno de 50% de O2, independente do
excesso de oxidante. A razão disso é o acentuado aumento da temperatura até esse nível de
enriquecimento. Acima de 50% de O2, o aumento de temperatura já não é mais tão acentuado,
além disso a concentração de nitrogênio nos gases de combustão vai se reduzindo, o que
diminui o nível de NO formado, até chegar a zero em 100% de O2. Nos resultados
experimentais, o enriquecimento a 50% de O2 também foi observado como crítico para
emissão de NOx.
Os comentários feitos no capítulo III mostram ainda que o excesso de oxidante deve
ser cuidadosamente analisado em operações com chamas enriquecidas. Na combustão com o
256
ar, o pico de formação do NO ocorre para situação de combustão ligeiramente pobre, pouco
além da estequiometria. No entanto, quando se aumenta o nível de enriquecimento, o ponto de
máxima formação de NO tende a se deslocar para o lado mais pobre da combustão. Isto
ocorre em função da elevada temperatura alcançada e da disponibilidade de oxigênio. Desta
forma, um menor excesso de oxidante é recomendado para operações com combustão
enriquecida.
Além do elevado excesso de oxidante não ser adequado por propiciar maiores taxas de
formação de NO, a análise termoquímica apresentada no capítulo IV mostrou que menores
excessos de oxidante produzem maiores taxas de incineração, sendo isto mais pronunciado
para baixos níveis de enriquecimento, menos de 50% de O2.
O maior problema de se utilizar pouco excesso de oxidante é a redução do número de
Reynolds da câmara, alterando o nível de turbulência e, como consequência, a intensidade da
mistura entre os reagentes. No entanto, os resultados experimentais mostram que, mesmo para
Reynolds abaixo de 2000, a emissão de CO foi praticamente zero (< 0,02% em volume),
indicando que a eficiência de combustão esteve adequada para qualquer nível de
enriquecimento. Esse resultado mostra que há uma compensação de efeitos. A redução do
fluxo de massa total através da câmara aumenta o tempo de residência dos gases de
combustão no seu interior, ou seja, disponibilizando um tempo maior para o processo de
mistura entre os reagentes e as reações finais do mecanismo de oxidação dos hidrocarbonetos.
Outro aspecto importante é a intensificação da mistura entre os reagentes com o aumento do
nível de enriquecimento, principalmente para queima de combustíveis líquidos, onde a taxa de
vaporização aumenta devido à temperatura mais alta na região de chama. Desta forma, o nível
de turbulência não pareceu ser tão crítico com se julgava inicialmente.
257
A análise termoquímica apresentada no capítulo IV mostra que a eficiência da câmara
de combustão estabelece níveis para quantidade de resíduo incinerado, mas não altera o
aumento da taxa de incineração. Esse tipo de análise, apesar de ser relativamente simples,
mostrou ser uma ferramenta capaz de estimar o aumento da taxa de incineração da câmara de
combustão em condições de enriquecimento. Nesta análise, utilizou-se como hipótese o calor
perdido para parede da câmara como sendo constante, ou seja, toda energia disponibilizada
pelo enriquecimento é aproveitada para aumentar a taxa de incineração. O balanço de energia
aplicado à câmara, utilizando os dados experimentais, mostrou que tal hipótese é bastante
razoável. Isto facilita a ação de engenheiros e projetistas pois, estimando a eficiência da
câmara em sua operação com ar, esse valor pode ser utilizado nos cálculos para se obter o
valor da taxa de incineração em qualquer nível de enriquecimento.
Os resultados experimentais para combustão enriquecida do diesel apontam o aumento
de 111% na taxa de incineração em relação a operação padrão, obtido em 100% de O2 no
oxidante. Para o GLP, atingiu-se 85% de aumento para 80% de O2 no oxidante. Esses
resultados foram para o excesso de 15% e eficiência de câmara em torno de 61%. De acordo
com o apresentado na análise termoquímica, operações com excesso de oxidante mais elevado
propiciam taxas de incineração menores; no entanto, a eficiência do processo de
enriquecimento no aumento da taxa é maior.
Apesar dos benefícios apresentados para a taxa de incineração, os resultados mostram
que o grande “gargalo” do processo de enriquecimento é a emissão de NOx. Para as condições
estudadas sem nenhum meio de controle desse poluente, a emissão de NO normalizada pela
massa de resíduo incinerado para a combustão enriquecida do diesel obteve o valor máximo
em 50% de O2, atingindo 6,4 vezes o valor da condição padrão. Já para o GLP, o máximo da
258
emissão normalizada foi 7,33 vezes o da condição padrão desse combustível, com 30% de O2
no oxidante. Os resultados do diesel mostram que, para enriquecimentos abaixo de 35% de
O2, o aumento da emissão normalizada é sensível. Deste ponto em diante, há um salto de
valor e o máximo é atingido em 50% de O2, diminuindo após, devido à redução da
concentração do nitrogênio nos gases de combustão.
A comparação entre as emissões na saída da câmara e na região de pós-chama, para o
CO e o O2, indicam que o equilíbrio é atingido com maior rapidez a medida que se eleva o
nível de enriquecimento. Para valores abaixo de 35% de O2, a mistura entre o oxidante e o
combustível não é intensa, formando uma região de combustão rica a jusante do queimador,
impedindo o aumento intenso da formação do NO nessa região. Em regiões posteriores à essa,
onde já há uma melhor penetração do oxidante no cone formado pelo spray de combustível,
também já se faz presente um grande quantidade de resíduo recirculando, não permitindo à
temperatura atingir patamares favoráveis à formação do NO. No entanto, acima de 35% de
O2, os resultados mostram que já começa a haver uma melhor mistura entre os reagentes,
alterando alguns aspectos envolvidos com a formação do NO:
1) com aumento da qualidade da mistura, há uma destruição gradativa da estrutura de
combustão rica formada nas imediações do queimador;
2) o comprimento da chama se reduz, aumentando o tempo que os gases de combustão
permanecem entre o final da chama e o ponto de injeção de resíduo, ou seja, na região de
temperatura elevada;
259
3) o enriquecimento causa uma redução do fluxo de massa para chama, o que também causa
o aumento do tempo de permanência dos gases em temperatura elevada;
4) com a redução do fluxo de oxidante, a estrutura da zona de recirculação formada a jusante
do queimador se enfraquece e, com isso, a capacidade de retenção de gotas com menor
quantidade de movimento e combustível vaporizado diminui, fato que favorecia a
combustão rica próxima ao queimador.
A análise visual baseada em reconstituição tomográfica (capítulo VII) mostrou que
realmente há uma melhora na qualidade da misturana região primária da chama com o
aumento da porcentagem de O2 na combustão enriquecida com diesel. Isto se deve
principalmente ao fato do enriquecimento aumentar a temperatura na região de chama,
acelerando o processo de vaporização das gotas do spray e facilitando a penetração do
oxidante no seu interior. Para baixos níveis de enriquecimento a predominância do radical C2
sobre o CH mostrou que a combustão tende a ser mais rica nas imediações do queimador, em
comparação para mesma análise feita para o GLP, principalmente para baixos níveis de
enriquecimento.
A analise tomográfica para as chamas de GLP mostrou uma melhor homogeneidade
da mistura em qualquer nível de enriquecimento. Isto explica, em parte, as maiores taxas de
emissão de NO para esse combustível, comparado com o diesel, sobretudo para os níveis
inferiores de enriquecimento. O comportamento da emissão de NOx para o GLP é
qualitativamente o esperado para um processo de enriquecimento. Além da intensidade da
mistura, deve-se destacar que, na combustão com GLP, o comprimento da chama é menor,
aumentando o tempo de residência dos gases na zona quente; além disso, são chamas com
260
menor formação de fuligem, diminuindo a transferência de calor desta para parede da câmara,
aumentado a temperatura dos gases de combustão.
A qualidade com que os reagentes se misturam é um parâmetro controlado pelos
processos físicos envolvidos durante a combustão. No capítulo II discutiram-se os
mecanismos reacionais envolvidos com a formação do NO, mas o desencadear desses
mecanismos depende da temperatura e da razão de equivalência local, controladas pela taxa
de mistura dos reagentes, ou seja, por processos físicos. A importância desses processos sobre
o total de NO formado foi investigada através da comparação entre os resultados obtidos
experimentalmente para o diesel e os obtidos por uma simulação de combustão em reator
homogêneo. Essa comparação é apresentada na forma de um apêndice da tese (Apêndice A).
A situação onde os mecanismos reacionais se sobrepõem aos processos físicos,
podendo estes serem totalmente desprezados, pode ser simulada pelo equacionamento de um
reator bem misturado, ou reator homogêneo. A comparação entre resultados mostra que na
situação de mistura perfeita a emissão de NO é bem maior. No entanto, para enriquecimentos
acima de 40% de O2, nota-se que o comportamento qualitativo da emissão de NO obtido
experimentalmente é semelhante ao da simulação de reator homogêneo, indicando o melhor
nível de mistura para enriquecimentos mais elevados. Apesar do comportamento semelhante
acima de 40% de O2, numericamente, os valores da simulação são muito superiores aos dos
experimentos; isso ocorre, principalmente, pelo fato da simulação não levar em conta a
recirculação do resíduo vaporizado e dos gases de combustão para região de chama, fazendo
com que a temperatura seja mais baixa do que a simulada.
261
Apesar da emissão de NOx mostrar ser um fator que limita a utilização das chamas
enriquecidas, algumas estratégias foram estudas como técnica de controle da emissão desse
poluente. Nos ensaios sem injeção de resíduo e sem enriquecimento, notou-se que os
parâmetros de operação do queimador (razão de atomização e número de “swirl”) podem
influenciar significativamente a formação do NO.
A redução da razão de atomização corresponde a aumentar o tamanho médio das gotas
do spray. Por exemplo, para vazão de 3,11g/s de diesel, a razão de atomização de 0,14
propicia o SMD = 14,46µm; se a razão de atomização for reduzida para 0,05, o SMD aumenta
para 88µm. Esse aumento eleva o tempo necessário para vaporização das gotas, dificultando a
penetração de calor e oxidante na parte interna do cone formado pelo spray, principalmente
em sua região primária onde a densidade de gotas é elevada (número de gotas/unidade de
volume). Com isso, a combustão tende a ser rica nessa região e passa a ter um maior
comprimento, reduzindo o tempo de residência dos gases de combustão entre a chama e o
ponto de injeção do resíduo. Para 50% de O2, atingiu-se a mesma emissão normalizada da
condição padrão.
O atomizador tipo Y apresenta um cone de spray com ângulo de abertura pequeno,
cerca de 10o, gerando uma densidade de gotas elevada em sua região primária. Outros tipos de
injetores podem produzir sprays com geometria diferente desta e, com isso, a taxa de mistura
entre os reagentes pode se desenvolver de outra forma, influenciando a emissão de NOx.
A contrapartida da menor emissão de NOx pela redução da razão de atomização é o
aumento da emissão de CO, conforme foi apresentado no capítulo VI. Baseado na emissão de
CO, também pode-se dizer que há aumento nas emissões de hidrocarbonetos não queimados e
262
fuligem. Desta forma, é preciso prever algum sistema para redução desses compostos de
oxidação parcial, como exemplo, operações com maior excesso de oxidante. No entanto, para
chamas enriquecidas, consumir-se-ia uma maior quantidade de oxigênio e a taxa de
incineração seria menor. Outra opção é a injeção de ar na região superior da câmara, ou ainda,
a previsão de uma câmara de pós-combustão operando com excesso de ar.
A redução da emissão de NOx pelo ajuste do número de “swirl” foi mais intensa para a
combustão do GLP do que a do diesel. Para o primeiro, a redução para condição de máxima
emissão normalizada (30% de O2) foi cerca de 59%, enquanto que para o segundo foi de
apenas 20% (50% de O2). Esses resultados estão associados com a maior eficiência da zona
de recirculação em confinar o combustível gasoso do que gotas e vapor do combustível
líquido. Desta forma, um queimador com “swirler” que promova um elevado nível de “swirl”
é desejado para reduzir a emissão de NOx, em qualquer condição de operação da câmara. Nos
ensaios, a emissão de CO sempre esteve na ordem do erro do analisador, ou seja menor que
0,02% em volume, tanto para o diesel como para o GLP, em qualquer valor do número de
“swirl”.
Outra técnica amplamente utilizada para queima de hidrocarbonetos com o ar e
investigada para situação de combustão enriquecida no presente trabalho, é o estagiamento da
combustão. Quando o reagente estagiado é o combustível, para situação de combustão
enriquecida, essa técnica apresenta bons resultados somente quando a razão de equivalência
no primeiro estágio é muito baixa (combustão extremamente pobre), caso contrário a emissão
de NOx pode até aumentar. Isso ocorre devido ao deslocamento do ponto de máxima emissão
de NOx para o lado pobre da combustão com o aumento do teor de O2 no oxidante, conforme
apresentado no capítulo III. Já o estagiamento do oxidante, injetando oxigênio após o resíduo,
263
foi bastante eficiente, chegando a reduzir a emissão normalizada a um nível inferior ao da
condição padrão de operação. Para todas as situações de combustão estagiada investigada, a
emissão de CO esteve próxima a zero (< 0,02%).
O presente trabalho também enfocou a adição de amônia como agente da conversão
do NO em N2. Para combustão do GLP com 30% de O2 e 15% de excesso de oxidante,
chegou-se a reduzir a emissão de NOx de 1244ppm para 11,1ppm, quando adicionado 0,7g/s
de NH3 a 1,305m a jusante do queimador. O problema dessa técnica é o custo da amônia,
sendo necessário um balanço entre esse custo e o nível de emissão que se deseja obter.
Apesar da necessidade de se implementar algum procedimento para conter ou
minimizar a emissão de NOx, podendo isso acarretar em custos adicionais ao processo, a
presente tese mostrou que é possível associar o aumento da capacidade de incineração com
baixos níveis de emissão de NOx, enriquecendo o oxidante.
A despeito dos custos envolvidos nas técnicas de redução de NOx, a utilização do
enriquecimento e o nível adequado dependem da capacidade do aumento da taxa de
incineração, custo do oxigênio adicional, economia de combustível e disponibilidade da
unidade de incineração para terceiros. O preço que uma indústria paga pelo oxigênio não
depende apenas do seu consumo deste gás, mas do total de gases que ela compra de uma
empresa vendedora. É evidente que seu consumo for alto, pode-se afirmar que o preço do
oxigênio será menor, muitas vezes compensando para empresa vendedora instalar uma
unidade criogênica na indústria. Assim, a definição entre o consumo de oxigênio e o preço a
ser pago por ele é um problema interativo, pois, dependendo da situação, é preferível
enriquecer a 100% de O2, do que a 50%, pois a multiplicação do consumo pelo preço do kg de
264
O2 no primeiro caso pode ser menor do que no segundo. Além do que, para 100% de O2, não
se teria a formação NO, não havendo compostos nitrogenados no combustível ou resíduo.
O valor médio para o kg de O2 pago por indústrias de grande porte no Brasil é por
volta de US$ 0,30. Por outro lado, o custo da terceirização da incineração é em torno de
US$2,00/kg de resíduo, de onde se pode concluir que fica mais barato aumentar a capacidade
de incineração pelo enriquecimento do que pagar para outra empresa incinerar o resíduo
excedente. Utilizando os dados obtidos experimentalmente como base de cálculo, para
combustão com diesel são necessários 1,12 g de O2/g de resíduo adicional incinerado.
Fazendo o raciocínio para 1 tonelada de resíduo, na operação com ar seriam necessários
311kg de combustível, para 27,8 horas de operação da câmara. Incinerando a mesma 1
tonelada de resíduo, com ar enriquecido a 50% de O2, seriam necessários 167kg de
combustível e 496kg de oxigênio, para 14,9 horas de operação. Nessa situação, a viabilidade
de se enriquecer o oxidante depende de dois fatores: 1) a relação entre a economia de
combustível e o custo do oxigênio injetado; 2) e o aproveitamento do tempo disponibilizado.
Assim, pode-se concluir que a decisão de utilizar ou não o enriquecimento em uma
câmara de combustão, cuja finalidade é incineração, deve ser cuidadosamente estudada antes
de sua real execução, para que haja uma balanço entre os custos associados e a emissão de
poluentes.
A presente tese procurou ampliar a discussão sobre o tema proposto, não tendo de
forma alguma esgotado as lacunas a serem preenchidas para que esta tecnologia seja
amplamente empregada nas unidades de incineração brasileiras, tanto de uso industrial como
265
para resíduos de saúde, cuja a realidade são pátios lotados de resíduo e operações que não
atendem a conciliação entre a minimização de consumo energia e as exigências ambientais.
Do ponto de vista tecnológico, esse trabalho procurou apresentar resultados que
forneçam informações úteis para que engenheiros e projetistas possam avaliar e prever
adequadamente as consequências do enriquecimento. Entre elas, algumas são destacadas: a)
consideração de rendimento de câmara constante durante o processo de combustão; b)
comportamento linear entre a quantidade de resíduo incinerado e o fluxo mássico de oxigênio
puro adicionado à câmara; c) pouca eficiência do processo de enriquecimento acima de 50%
de O2 no oxidante; d) informações sobre as consequências do enriquecimento na emissão dos
gases de combustão.
Do ponto de vista científico, a tese apresenta resultados sobre diversos parâmetros que
afetam a formação de NOx, em toda extensão de enriquecimento (21 a 100% de O2),
discutindo a influência da atomização, do número de “swirl”, do comprimento de chama, do
tempo de residência dos gases na zona quente, do grau de homogeneidade da mistura, entre
outros aspectos. Técnicas de redução de NOx, conhecidas pela eficiência na combustão com
ar, mas que pouco se encontra na literatura sobre como as aplicar em situações de
enriquecimento, também representaram alvo deste trabalho, e os primeiros passos para se
conciliar o aumento da taxa de incineração com baixa emissão de poluentes foram dados
nesse sentido.
Com relação à utilização de novas técnicas experimentais, a tese dedicou um capítulo
especial à analise visual tomográfica de chamas enriquecidas não confinadas. A partir dos
dados provenientes das imagens, foi possível caracterizar o processo de mistura entre os
266
reagentes e, com isso, estabelecer uma associação desta caracterização com os resultados das
emissões de gases da câmara de combustão. A associação da razão de intensidade luminosa
entre os radicais C2 e CH com a qualidade da mistura dos reagentes pode ser considerada uma
importante ferramenta para o estudo de chamas, sobretudo para emissão de poluentes.
Conforme já discutido em parágrafos anteriores, a tese pretendeu dar mais
informações sobre o tema proposto, e dessas informações surgiram novas idéias que ficam
como sugestões para trabalhos futuros, listadas a seguir.
1) Como consequência do enriquecimento, a chama se torna mais curta, aumentado o tempo
de residência dos gases de combustão entre esta e a injeção de resíduo. Esta situação é
apontada como favorável à formação de NO, principalmente pelo mecanismo de
Zeldovich. Para presente investigação experimental não foi previsto alterar a distância
entre o queimador e o injetor de resíduo. No entanto, a quantificação da influência desse
tempo de residência na zona de alta temperatura pode ser feita acoplando-se ao módulo
inferior cônico da câmara um novo módulo cilíndrico que permita variar a posição do
queimador em seu interior. Para a montagem aqui desenvolvida é mais fácil alterar a
posição do queimador do que a do injetor de resíduo.
2) Também foi discutido que a recirculação de resíduo vaporizado para região de chama
limita a formação de NO por controlar o aumento da temperatura. No entanto, com a
redução do comprimento da chama, isso é prejudicado. Desta forma, sugere-se o
desenvolvimento e ensaio de um sistema de injeção de combustível e resíduo onde ambos
são posicionados na base da câmara de combustão, de tal forma que a chama ocupe a
região central da mesma e o spray de resíduo a envolva concentricamente por toda sua
267
extensão, mas sem atingi-la diretamente. Com isso, espera-se que a temperatura não se
eleve por toda extensão da chama, mesmo quando seu comprimento reduzir devido ao
enriquecimento.
3) As sondas foram posicionadas em apenas dois pontos da câmara, na saída e na região de
pós chama, ambas com a extremidade na direção do escoamento e no eixo de centro da
câmara. No entanto, para melhor entender como a distribuição da razão de equivalência na
região de chama e pós-chama se altera com o enriquecimento, seria interessante a
construção de uma microsonda que pudesse varrer essas regiões e mapear as
concentrações de O2, CO, CO2 e NOx. Com isso, os processos físicos desenvolvidos nessa
região, alterados pelo enriquecimento, seriam melhor compreendidos.
4) As técnicas de redução e controle da formação de NO foram aplicadas somente para as
condições de máxima emissão normalizada, pela razão do objetivo ter sido apenas
apresentar a viabilidade do uso desses recursos em situações de enriquecimento. No
entanto, para realmente qualificar o emprego delas, cabe a realização de experimentos em
todo intervalo de enriquecimento, incluindo outros excessos de oxidante além de 15%.
5) O resíduo aqui empregado foi apenas água, mas fica como sugestão experimentos com
outros resíduos onde se possa avaliar a atuação do enriquecimento na destruição térmica
em suspensão de elementos presentes na composição desse resíduo. Também fica como
sugestão a realização de ensaios onde no combustível ou no resíduo haja a presença de
compostos nitrogenados. Assim, seria possível avaliar a formação de NO não somente
proveniente do nitrogênio atmosférico.
268
6) Para a realização de ensaios envolvendo análise tomográfica de chama, a sugestão seria
desenvolver um sistema que fosse capaz de propiciar chamas completamente homogêneas,
ou seja, com uma distribuição da razão de equivalência uniforme e correspondente a da
proporção de reagentes adicionados. Com isso seria possível calibrar a razão de
intensidade luminosas do C2 e do CH para um determinado combustível, em função da
razão de equivalência. Portanto, a partir das imagens de C2 e CH, se obteria
numericamente o valor da razão de equivalência em qualquer ponto da chama, com a
vantagem de ser um sistema não intrusivo.
Finalmente, espera-se que este trabalho tenha contribuído para avanços científicos e
tecnológicos e que motive a continuidade de pesquisas na área de conciliação entre o melhor
aproveitamento da energia com a consciência de se diminuir os impactos ambientais.
--------------------
269
BIBLIOGRAFIA
1. Bahr, D. W., Control and Reduction of Aircraft Turbine Engine Exhaust Emissions, in W.
Cornelius and W. G. Agnew (eds.), Emissions from Continuous Combustion Systems, pp.
345-372, Plenum, New York, 1972.
2. Ballester, J.M.; Dopazo, C., Experimental Study of the Influence of Atomization
Characteristic on Combustion of Heavy Oil, Combustion Science and Technology,
103:235-263, 1994.
3. Barreiros, A.; Carvalho, M.G.; Costa, M.; Lockwood, F.C., Predictions of Near Burner
Region and Mensuraments of NOx and Particulate Emissions in Heavy Fuel Oil Spray
Flames, Combustion and Flame, 92:231-240, 1993.
4. Bian, J.; Vandooren, J.; Van Tiggelen, P.J., Experimental Study of the Structure of an
Ammonia-Oxygen Flame, Twenty-first Symposium (International) on Combustion, The
Combustion Institute, Pittsburgh, PA, p.p. 953-963, 1986.
5. Blauwers, J.; Smets, B.; Peeters, J., Mechanism of “Prompt” NO Formation in
Hydrocarbon Flames, 17th
Symposium (International) on Combustion, The Combustion
Institute, p. 1055-1071, 1977.
270
6. Bonner, T.A.; Cornett, C.L.; Desai, B.O.; Fullerkamp, J.M.; Hughes, T.W.; Johnson,
M.L.; Kennedy, E.D.; McCormick, R.J.; Peters, J.A.; Zanders, D.L., Engineering
Handbook of Hazardous Waste Incineration, Chapter 2, Monsanto Research Corporation,
Dayton, OH, 1981.
7. Bonturi, S.; Pourkashaniam, M.; Williams, A.; Oskam, G.; Wilson, C., NOx Formation in
Counter-Flow Opposed – Jet Diffusion CH4/air Flames, Combustion Science and
Technology, 121:217-233, 1996.
8. Borman, G. L.; Ragland, K. W., Combustion Engineering, Mc Graw-Hill, 1998.
9. Bowman, C. T., Kinetics of Nitric Oxide Formation in Combustion Processes, 14th
Symposium (International) on Combustion, The Combustion Institute, p. 729-738, 1973.
10. Brunner, C. R., Handbook of Incineration Systems, New York, Mc Graw-Hill, 1991.
11. Caldeira Pires, A.; Anacleto, P.; Costa, F.S.; Lacava, P.T.; Carvalho Jr, J.A., On The
Characterization of Air/Fuel Mixture Distribution Through C2/CH Chemiluminescence
Ratio in a LPP Combustor, 15th
Brazilian Congress of Mechanical Engineering, cd, Águas
de Lindóia, Brazil 1999.
12. Chedaille, J.; Braud, Y., Measurament in Flames, Edward Arnold, London, 1972.
13. Chigier, N., Energy, Combustion and Environment, McGraw-Hill, 1981.
271
14. Chigier, N., Group Combustion Models and Laser Diagnostic Methods in Sprays: A
Review, Combustion and Flame, vol.51, pp. 127-139, 1983.
15. Chou, T.; Patterson, D.J., In – Cylinder Measurement of Mixture Maldistribution in a L-
Head Engine, Combustion and Flame, 101:45-57, 1995.
16. Claypole, T.C.; Syred , N., The Stabilization of Flames in Swirl Combustors, J. Inst.
Energy, march, pp. 14-19, 1982.
17. Costa, F.S.; Caldeira Pires, A.; Anacleto, P.; Carvalho Jr, J.A., Flames Anaysis through
tomography: Characterization of LPP Gas Turbine, ENCIT98, Rio de Janeiro, Brazil,
1998.
18. Couto, H.S.; Muniz, W.F.; Bastos – Netto, D., Geometrical Parameters for Flows Across
Axial Swirlers, Proceedings of the Third Asian-Pacific International Symposium on
Combustion and Energy Utilization, Hong Kong, 11-15 December, Vol. I, pp. 255-260,
1995.
19. Couto, H.S.; Carvalho Jr, J.A.; Bastos-Netto, D.; Mcquay, M.Q.; Lacava, P.T., Theorical
Prediction of Mean Droplet Size of Y-Jet Atomizers, Journal of Propulsion Power, 481-
485, vol 15, no3, 1999.
20. Delmée, G.J., Manual de Medição de Vazão, São Paulo, Edgard Blüecher, 1989.
272
21. Dempsey, C.R.; Oppelt, E.T., Incineration of Hazardous Waste, A Critical Review
Update, Journal of the Air and Waste Management Association, 43(1):25-73, 1993.
22. DeSoete, G.G., An Overall Mechanism of Nitric Oxide Formation from Amonia and
Amines Added to Pre-mixed Hydrocarbon Flames, Combustion Institute European
Symposium, Academic Press, p. 439, 1973.
23. DeSoete, G.G., Overall Reaction Rates of NO and N2 Formation from Fuel Nitrogen,
Fiftheenth Symposium (International) on Combustion, The Combustion Institute,
Pittsburgh, PA, p. 1093, 1975.
24. DeSoete, G.; Feugier, A., Aspects Physiques et Chimiques de la Combustion., Éditions
Technip, 1976.
25. Dryer, F.L.; Glassman, I., High-Temperature Oxidation of CO and CH4, Proc. of the
Fourteenth Symposium (International) on Combustion, pp. 987-1003, 1973.
26. Fenimore, C. P., Formation of Nitric Oxide in Prmixed Hydrocarbon Flames, 13th
Symposium (International) on Combustion, The Combustion Institute, p.373-380, 1971.
27. Fenimore, C.P., Reactions of Fuel-Nitrogen in the Rich Flame Gases, Combustion and
Flame, vol.26, p. 249, 1976.
28. Ferreira, M.A., Abordagem Teórica e Experimental de Combustores do Tipo Tubo de
Rijke, Tese de Doutorado, UNESP, Guaratingurtá, 1997.
273
29. Flamme, M.; Kremer, H., Reduction of the NOx Output From Industrial Burners Firing a
Mixture of Fuel Gas and Combustion Air Enriched and Oxygen, Proceedings of the
Second International Conference on Combustion Technologies for a Clean Environment,
Lisbon, Portugal, p.p. 1-7, 1993.
30. Franke, H.; Hatami, R., Oxygen Improves the Incineration of Hazardous Waste,
Publication 90.5698/16e, Messer Griesheim Industries Inc., 1991.
31. Gaydon, A.G.; Wolfhard, H.G., Flames: their Structure, Radiation and Temperature,
John Wiley & Sons, New York, 1979.
32. Gaydon, A.G., The Spectroscopy of Flames, Wiley, New York, 1957.
33. Gitman,G., Pyretron, a Variable Gas/Oxygen/Air Combustion System, Proceedings of
Industrial Combustion Technology Symposium, Chicago, Il, p.p. 171-178, 1986.
34. Glarborg, P.; Hadvig, S., Development and Test of a Kinetic Model for a Natural Gas
Combustion, Report of Nordic Gas Technology Center, 1991.
35. Glarborg, P.; Kee, R. J., Grcar, J. F.; Miller, J. A., A Fortran Program for Modeling Well-
Stirred Reactors, Sandia National Laboratories Report SAND86-8209, 1992.
274
36. Glarborg, P., NOx Chemistry in Pulse Combustion, Proc. of the Workshop in Pulsating
Combustion and Its Applications, Keynote Lecture C, Lund Institute of Technology,
Sweden, August 2-5, 1993.
37. Glarborg P.; Johnsson J. E.; Dam-Johansen, K., Kinectic of Homogeneous Nitrous Oxide
Decomposition, Combustion and Flame, 99:523-532, 1994.
38. Glassman, I., Combustion, second edition, Academic Press Inc., 1987.
39. Griffith, C.R., Diverse Experience Using Oxygen Systems in Waste Incineration,
presented at the Fourth Annual National Symposium on Incineration of Industrial Wastes,
Houston, Texas, 1990.
40. Gurjão, J.W.B., Enriquecimento do Ar de Combustão Com Oxigênio na Incineração de
Resíduos de Serviços de Saúde, Anais do XII Seminário Internacional Sobre Resíduos
Sólidos Hospitalares, Cascavel, PR, p.p. 204-213, 1993.
41. Hack, W.; Horie, O.; Wagner, H.; J. Phys. Chem., vol. 86, 765 (1982).
42. Hansen, E.R.; Leger, C.B.; Min-Da Ho, Theory and Practices With Oxygen Enrichment in
a Cement Firing Waste Derived Fuels, presented at the 1994 Incineration Conference,
Houston, Texas, 1994.
275
43. Hautman , D. J.; Dryer, F. L.; Schung, K. P.; Glassman , I., A Multiple –Step Overall
Kinetic Mechanism for the Oxidation of Hydrocabons , Combustion Science and
Technology, 25: 219 – 235, 1991.
44. Haynes, B.S.,The Oxidation of Hidrogen Cyanide in Fuel-Rich Flames, Combustion and
Flame, vol 28, pp. 113, 1977.
45. Haynes, B.S.; Wagner, H.G., Soot Formation, Prog. Energy Comb. Sci, Pergamon Press,
vol.7, pp. 229-273, 1981.
46. Joshi, S.V.; Becker, J.S.; Lytle, G.C., Effects of Oxygen Enrichment on The Performance
of Air-Fuel Burners, Proc. of the Industial Combustion Technologies Symposium,
Chicago, IL, pp. 165-170, 1986.
47. Kawahara, N.; Ikeda, Y.; Hirohata, T.; Nakajima, T., Size-Classified Droplets Dynamics
of Combusting Spray In 0.1 MW Oil Furnace, Proc. of VIII International Symposium on
Applications of Laser Techniques to Fluid Mechanics, Lisbon, vol. I, pp. 10.5.1-10.5.8,
1996.
48. Kee, R.J.; Miller, J.A.; Jefferson, T.H., Chemkin: A General-Purpose, Problem-
Independent, Transportable, Fortran Chimical Kinetics Code Package, Sandia National
Laboratories, report SAND80-8003, 1980.
276
49. Kee, R. J.; Rupley, F. M.; Miller, J. A., Chemkin-II: A Fortran Chemical Kinetics Package
for the Analysis of Gas Phase Chemical Kinetics, Sandia National Laboratories Report
SAND89-8009B, 1992.
50. Kilpinen, P.; Leppalahti, J., Gas Phase Conversion of NH3 to NO2 in Gasification Product
Gases – A Kinetic Modeling Study, Report 92-2, Abo Akademi University, Combustion
Chemistry Reserch Group, 1992.
51. Kreith, F.; Blank, W.Z., Basic Heat Transfer, Harper & Row, New York, 1980.
52. Kuo, K.K., Principles of Combustion, New York, John Wiley & Sons, 1986.
53. Lacava, P.T.; Carvalho J.A.Jr, Análise Térmica e Econômica de Incineradores Operando
com Chamas Enriquecidas com Oxigênio, Anais do VI Seminário de Engenharia
Industrial, Bananal, Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais, pp. 63–78, 1996.
54. Lacava, P.T.; Carvalho, J.A.Jr.; McQuay, M.Q., Teoria e Experimentação de um
Atomizador Tipo Y para Álcool, Anais do XIII Congresso Brasileiro e VII Congresso
Ibero Americano de Engenharia Mecânica, Belo Horizonte, CD: Área de
Termociências/Combustão, paper no. 7, 1995.
55. Lacava, P.T.; Ferreira, D.S.; Carvalho Jr, J.A.; Caldeira Pires, A., Efeito da Frequência e
Amplitude de Oscilação no Formato de Chamas Pré-Misturadas Pulsadas, 15th
Congresso
Brasileiro de Engenharia Mecânica, anais -cd, Águas de Lindóia, Brazil 1999.
277
56. Lawn, C. J.; Cunninghan, A. T. S.; Streee, P. J.; Matthews, K. J.; Sarjeant, M.; Godridg,
A. M., The Combustion of Heavy Fuel Oils, in Lawn, C.J., ed., Principles of Combustion
Engineering for Boilers, Academic Press, 61-196, 1987.
57. Lawn C.J.; Godridge, A.M., Matching the Combustion Equipment to the Boiler, in Lawn,
C.J., ed., Principles of Combustion Engineering for Boilers, Academic Press, 1-60, 1987.
58. Lefebvre, A.H., Gas Turbine Combustion, Taylor & Francis, 1983.
59. Lefebvre, A.H., Airblast Atomization, Progress in Energy and Combustion Science, vol.
6, n. 3, pp. 233-261.
60. Lefebvre, A.H.; Herbert, M.V., Heat Transfer Processes in Gas Turbine Combustion
Chambers, Proceedings of the Institute of Mechanical Engineers, 174(12):463-473, 1960.
61. Lemieux, P.M.; Linak, W.P.; McSorley, J.A.; Wendt, J.O.L.; Dunn, J.E., Minimization of
Transient Emissions from Rotary Kiln Incinerators, Combustion Science and Technology,
74:311-325, 1990.
62. Levenspil, O, Engenharia das Reações Químicas, Tradução da Edição Americana, Edgard
Blücher, vol. 1, 1991.
63. Lewis, B.; Von Elbe, G., Combustion, Flames and Explosions of Gases, Academic
Press,1968.
278
64. Lyons, V.J., Fuel/Air Nonuniformity – Effect on Nitric Oxide Emissions, AIAA Journal,
20(5):660–665, 1982.
65. Marshall Jr., W.R., Atomization and Spray Drying, American Institute of Chemical
Engineers, Lancaster, PA., 1954.
66. Martins, C.A., Taxas de NOx em Combustores Pulsantes Tipo Tubo de Rijke Operando
com combustível Gasoso, Dissertação de Mestrado, Instituto Nacional de Pesquisas
Espaciais, São José dos Campos, 1998.
67. Manahan, S. E., Fundamentals of Environmental Chimistry, Lewis Publisher, 1993.
68. Meggyes, A.; Boschan, E., Equilibrium NO as Fuction of Combustion Parameters,
Dynamics of Reactive Systens, Part II, Heterogeneous Combustions and Applications,
Progress in Autronautics and Aeronautics, vol. 13, p.p. 334 –342, 1988.
69. Melo, G.F.; Lacava, P.T.; Carvalho, J.A.Jr., A Case Study of Air Enrichment in Rotary
Kiln Incineration, International Communications in Heat and Mass Transfer, 25(5):681-
692, 1998.
70. Melo, G.F., Estudo do Enriquecimento do Ar de Combustão Com Oxigênio em
Incineradores Tipo Forno Rotativo, Dissertação de Mestrado, Universidade Estadual
Paulista, Guaratinguetá, 1997.
279
71. Miller, J.A.; Branch, M.C.; Kee, R.J., A Chemical Kinetic Model for the Selective
Reduction of Nitric Oxide by Amonia, Combustion and Flame, vol. 43, p. 81, 1981.
72. Miller, J.A.; Bowman, C.T., Mechanism and Modeling of Nitrogen Chemistry in
Combustion, Progress in Energy and Combustion Science, 15:287-338, 1989.
73. Momma, L.J., Estudo da Frequência e Amplitude de Pressão Acústica em Combustores
Pulsantes Tipo Tubo de Rijke, Dissertação de Mestrado, Instituto Nacional de Pesquisas
Espaciais, São José dos Campos, 1993.
74. Morley, C., Gaseq: Chimical Equilibrium for Perfect Gases Software, version 0.63, 2000.
75. Mullinger, P; Chigier, N.A., The Design and Performance of Internal Mixing Multijet
Twin Fluid Atomizers, Journal of the Institute of Fuel, vol. 47, n. 393, pp. 251-261, 1974.
76. Muniz, W.F., Estudo de um Retentor de Chama do Tipo Vortical/Axial Com Pás de
Ângulo Variável, Dissertação de Mestrado, Instituto Nacional de Pesquisas Espaciais, São
José dos Campos, 1993.
77. Niessen, W.R., Combustion and Incineration Processes, Marcel Dekker Inc., 1978.
78. Perry, R.E.;Chilton, C.H., Chimical Engineers’ Handbook, McGraw-Hill Book Company,
1973.
280
79. Pershing, D.W.; Cichanowicz, J.E.; England, G.C.; Heap, M.P.; Martin, G.B., The
Influence of Fuel Composition and Flame Temperature on the Formation of Thermal and
Fuel NOx in Residual Oil Flames, Proc. of the Seventeenth Symposium (International) on
Combustion, p.p. 715-726, 1978.
80. Pfefferle, L.D.; Churchill, S.W., NOx Production from the Combustion of Ethane Doped
with Ammonia in a Thermally Stabilized Plug Flow Burner, Combust. Sci. Tech., vol 49,
p.p. 235-249, 1986.
81. Quader, A. A., Exhaust Emissions and Performance of a Spark Ignition Engine Using
Oxygen Enriched Intake Air, Combustion Science and Technology, 19: 81-86, 1978.
82. Rassweiler , G.M; Withrow, L, Ind. Eng. Chem., 23: 528-538, 1931.
83. Rink, K.K.; Lefebvre, A.H., The Influences of Fuel Composition and Spray
Characteristics on Nitric Oxide Formation, Combustion Science and Technology, 68:1-14,
1989.
84. Russomano, V.H., Introdução à Administração de Energia na Indústria, EDUSP, São
Paulo, 1987.
85. Sarv, H.; Cernansky, N.P., NOx Formation from the Combustion of Monodisperse n-
Heptane Sprays Doped with Fuel-Nitrogen Additives, Combustion and Flame, 76:265-
283, 1989.
281
86. Shahani, G.H.; Bucci, D.; de Vincentis, D.; Goff, S.; Mucher, M.B., Intensify Waste
Combustion With Oxygen Enrichment, Air Products Publication, Reprinted from
Chemical Engineering, February 1994, copyright 1994 by McGraw-Hill.
87. Shahani, G.H.; Gunardson, H.H.; Easterbrook, N.C., Consider Oxygen for Hydrocarbon
Oxidations, Chemical Engineering Progress, 92(11):66-71, 1996.
88. Simmons, H., The Correlation of Drop Size Ditribution in Fuel Nozzle Sprays, Journal of
Engineering for Power, vol. 99, pp. 309-319, 1977.
89. Souza , F.D.A.; Vergnhanini, R.; Kobayashi, W.T., NOx Emission Rates from Oxy-Fuel
Oil Flames, Proc. of the Third International Conference on Combustion Technologies for
a Clean Environment, Lisbon, Portugal, vol. I, p.p. 16-27, 1995.
90. Souza, N., Processamento de Imagem Tomográfico, Dissertação de Mestrado, Instituto
Superior Técnico, Lisboa, Portugal, 1998.
91. Splithoff, H.; Greul, U.; Rudiger, H.; Hein, K.R.G., Basic Effects on NOx Emissions in
Air Staging and Reburning at a Bench-Scale Test Facility, Fuel, 75(5):560-564, 1996.
92. Syska, A., Low NOx Staged Air Recirculation Burner Undergoing Field Trials After
Excellent Test Performance, Industrial Heating, 60:40-43, 1993.
93. Turns, S.R., An Introduction to Combustion: Concepts and Applications, McGraw-Hill,
1996.
282
94. Van Wylen, G.J.; Sonntag, R.E., Fundamentos da Termodinâmica Clássica, Tradução de
2a Edição Americana, Edgard Blücher, 1989.
95. Wall, T.F., The Combustion of Coal as Pulverized Fuel through Swirl Burners, in Lawn,
C.J., ed., Principles of Combustion Engineering for Boilers, Academic Press, 197-335,
1987.
96. Westbrook, C.K.; Dryer, F.L., Chemical Kinetic Modeling of Hydrocarbon Combustion,
Progress in Energy and Combustion Science, 10:1-57, 1984.
97. Westbrook, C.K., Computation Adiabatic Flame Temperature And Other Thermodynamic
Quantities, Proceedings of the Industrial Combustion Technologies Symposium, Chicago,
IL, p.p. 143 – 150, 1986.
98. Wigg, L.D., Drop Size Prediction for Twin Atomizers , Journal of the Institute of Fuel,
vol.37, n. 286, pp. 500-505, 1964.
99. Williams, A., Fundamentals of Oil Combustion, Progress in Energy and Combustion
Science, 2(3): 167-179, 1976.
100. Wood, S.C., NOx Control, Chemical Engineering Progress, 90(1):31-38, 1994.
283
101. Zeldovich, Ya. B.; Sadovnikov, P. Ya.; Frank-Kamenetskii, D. A.; Oxidation of
Nitrogen in Combustion (transl. by M. Shelef), Academy of Sciences of USSR, Institute
of Chemical Physics, Moscow-Leningrad, 1947.
i
APÊNDICE A
SIMULAÇÃO DE REATOR HOMOGÊNEO
Os comentários relacionados aos resultados obtidos na presente tese, apresentados nos
capítulos VI e VII, designam responsabilidade à capacidade de mistura entre os reagentes
sobre o comportamento da emissão de gases, sobretudo de NOx. A intensidade com que os
reagentes se misturam depende dos processos físicos envolvidos na região de chama. Apesar
da formação de NOx ser um processo essencialmente químico, os mecanismos reacionais
envolvidos dependem da temperatura e razão de equivalência local. Desta forma, os processos
físicos acabam controlando o desenrolar dos químicos e influenciam fortemente a formação
de poluentes.
A situação onde os mecanismos reacionais se sobrepõem aos processos físicos,
podendo estes serem totalmente desprezados, pode ser simulada pelo equacionamento de um
reator bem misturado, ou reator homogêneo. Neste apêndice da tese, as situações
experimentais estudadas no capítulo VI foram simuladas como uma associação de reatores
homogêneos. O intuito não é o de desenvolver um modelo teórico, visto que a abordagem de
reator homogêneo está longe de ser a mais adequada para essas situações, mas estudar como
os processos físicos que influenciam a taxa de mistura entre os reagentes e a temperatura na
chama “pesam” nas emissões de CO e NOx para o processo de enriquecimento do oxidante.
Esse desenvolvimento teórico foi organizado em um apêndice por ter menor
relevância do que os capítulos apresentados anteriormente. No entanto, as informações aqui
obtidas são complementares e merecem ser discutidas.
ii
A.1 – REATOR HOMOGÊNEO
Reatores bem misturados (“well-stirred reactors” – na língua inglesa), ou reatores
homogêneos, são câmaras onde os fluxos de combustível e oxidante são fortemente
misturados devido a um intenso nível de turbulência, causando uma distribuição espacial de
concentrações uniforme. Desta forma, a taxa de conversão dos reagentes em produtos é
controlada apenas pelas reações químicas e não pelo processo de mistura, ou seja, as taxas de
mistura são consideradas infinitesimalmente rápidas. Mas para garantir uma rápida e intensa
mistura, algumas hipóteses são adotadas:
1. As paredes da câmara devem ser assumidas como não-catalíticas.
2. O escoamento através do reator deve ser caracterizado por um tempo de residência
nominal.
3. Este tempo de residência deve ser obtido da vazão e do volume do reator.
A Figura A1. representa esquematicamente um reator bem misturado. O fluxo de
massa através do reator é constante é pode-se fazer considerações quanto ao calor trocado
pelas paredes.
Negligenciando os processos de convecção e difusão, o problema é reduzido
matematicamente a um sistema de equações algébricas não lineares, formado pelas equações:
de estado, conservação de espécies e conservação de energia. Para solução do problema
utilizou-se o programa computacional “PSR – A Fortran Program for Modeling Well-Stirred
Reactors” (Glarborg et al., 1992), que funciona acoplado ao pacote computacional
“CHEMKIN II – A Fortran Chemical Kinetics Package for the Analysis of a Gas Phase
iii
Chemical Kinetics” (Kee et al., 1992). O equacionamento e a estratégia de solução do
programa computacional PSR podem ser encontrados com riqueza de detalhes em Glarborg
et.al. (1992).
Figura A.1 – Representação esquemática de um reator bem misturado.
A grande vantagem das simulações que assumem a combustão em condição de reator
homogêneo é permitir a utilização de mecanismos reacionais mais detalhados, o que não seria
impossível em simulações onde os processos de convecção e difusão estão presentes, devido
ao elevado tempo e custo computacional. Além disso, a química detalhada é de fundamental
importância para os estudos sobre a formação de NOx.
Apesar de estarem disponíveis na literatura diversas propostas de mecanismos
reacionais para hidrocarbonetos mais leves, como por exemplo para o CH4 e C3H8, não há um
mecanismo capaz de prever com clareza os complexos passos de quebra de hidrocarbonetos
mais pesados em mais leves. Desta forma, faz-se necessário adotar uma reação global para
iv
quebra do hidrocarboneto mais pesado em compostos mais leves, presentes nos mecanismos
conhecidos. Hautman et al. (1981), Turns (1996) e Borman e Ragland (1998) apontam que as
reações iniciais de quebra de hidrocarbonetos podem ser simplificadas pela reação global A.1,
que, aplicada ao C12H26, resulta na equação A.2:
CnH2n+2 → (n/2)C2H4 + H2 , (A.1)
C12H26 → 6C2H4 + H2 . (A.2)
O etileno (C2H4) é um importante composto produzido em larga escala na combustão
de qualquer hidrocarboneto (Westbrook e Dryer, 1984). Tanto os mecanismos envolvendo o
C2H4 como o H2 são bastante divulgados na literatura. A equação A.1 respeita o balanço
molar dos átomos de C e H na quebra do hidrocarboneto; no entanto, não respeita o balanço
de energia visto a diferença de poder calorífico inferior (PCI) de cada composto. Desta forma,
é necessário fazer um balanço de energia conforme apresentado na equação A.3:
PCIC12H26 → 6.PCIC2H4 + PCIH2 - Qcorreção . (A.3)
Substituindo os valores: PCIC12H26 = 1744030cal/mol, PCIC2H4 = 315420cal/mol e
PCIH2 = 57798cal/mol, o calor de correção (Qcorreção) é igual a 206288cal/molC12H26 ou
1213,45cal/gC12H26. Na simulação de reator homogêneo, este calor de correção foi
representado como sendo uma das parcelas do calor total perdido pelo reator. Esta correção é
necessária pois, caso contrário, a temperatura será maior do que a da combustão com C12H26.
O mecanismo detalhado aqui utilizado é o proposto por Glarborg e Hadving (1991)
para química do nitrogênio acoplada à combustão do hidrocarboneto. Tal mecanismo envolve
v
253 reações e 49 espécie químicas, incluindo submecanismos para os hidrocarbonetos C1 e
C2, HCN e submecanismos que relacionam espécies de hidrocarbonetos (CHi, HCCO) com
espécies nitrogenadas (NO, NHi, N2). Além do próprio trabalho de Glarborg e Hadving
(1991), diversos outros estudos mostraram que tal mecanismo apresenta resultados
satisfatórios em diversas condições de combustão (Kilpinen e Leppalahti, 1991).
A simulação foi feita para as mesmas situações experimentais da queima enriquecida
com diesel como combustível auxiliar, correspondentes ao ensaios 15 a 24 da Tabela VI.1 A
câmara de combustão foi considerada uma associação de reatores homogêneos, em um total
de 8, conforme mostra a Figura A.2. O primeiro reator representa a região da chama antes da
injeção de resíduo; assim, as vazões de entrada são apenas as de combustível e oxidante.
Neste reator, é feita a correção devida à diferença de energia liberada quando se adota a
reação global A.2, ou seja, o combustível que entra no volume do reator 1 (V1) é uma
combinação de C2H4 e H2, mas a energia liberada é corrigida retirando-se calor desse volume,
correspondente ao calor de correção (Qcorreção). O calor perdido para parede do reator foi
estimado fazendo um balanço de energia até a região do termopar 3 (1,05m acima do
queimador), utilizando a temperatura obtida experimentalmente e a composição de gases
como a de combustão completa. O fluxo de calor para parede da câmara foi considerado
uniforme até esse ponto, inclusive para a região do reator 1. O volume do reator 2 inicia no
ponto de injeção do resíduo, 32cm acima do queimador, e finaliza no ponto correspondente ao
termopar 2. Deste reator em diante, o volume de cada reator corresponde ao volume de
contido entre dois termopares (Figura V.2), por exemplo: o reator 3 (V3) compreende a região
entre o termopar 2 e 3.
vi
Figura A.2 – Esquema da divisão de câmara de combustão em uma sequência de reatores
homogêneos para simulação de cinética química.
Do segundo reator em diante, incluindo este, foi adotado o perfil de temperatura
obtido experimentalmente (Figura VI.13); desta forma, não foi preciso fazer considerações
sobre o calor perdido para parede no cálculo da temperatura, uma vez que o programa já é
“alimentado” com esse valor. A Tabela A.1 apresenta o volume de cada reator.
Tabela A.1 – Volume adotado para os reatores homogêneos.
Reator Volume [l]
Reator 1 – chama 32,27 Reator 2 – resíduo 96,16
Reator 3 (entre T2 e T3) 98,96 Reator 4 (entre T3 e T4) 98,96 Reator 5(entre T4 e T5) 98,96 Reator 6 (entre T5 e T6) 212,05 Reator 7 (entre T6 e T7) 141,37 Reator 8 (entre T7 e T8) 215,72
vii
A.2 – SIMULAÇÃO
A Figura A.3 apresenta o resultado da emissão de NO na saída da câmara, em base
seca e em função da porcentagem de O2, obtido pela simulação de reator homogêneo. A
emissão de NO2 é desprezível em relação à emissão de NO; assim, a emissão deste último
corresponde ao total de NOx formado. A Figura A.3 ainda compara o resultado da simulação
com o obtido experimentalmente, apresentado anteriormente na Figura VI.24.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
10
100
1000
10000
100000
NO
x [p
pm
]
Reator homogêneo
Resultados experimentais
Figura A.3 – Resultados da simulação e de medidas experimentais para emissão de NOx em
base seca, na saída da câmara e em função da porcentagem de O2 no oxidante.
viii
A Figura A.3 mostra que há uma discrepância acentuada entre o resultado do modelo e
o obtido experimentalmente. Isto se deve à grande distância entre as reais condições de
combustão e a combustão em um reator homogêneo. Os processo físicos desenvolvidos na
região de chama, como atomização, confinamento de combustível vaporizado na região de
recirculação, recirculação de produtos de combustão e penetração de resíduo vaporizado na
região de chama, são os maiores responsáveis por essa diferença.
Para 21% de O2 os resultados são muito próximos, pois mesmo na condição de reator
homogêneo, a temperatura na região primária é relativamente baixa e inibe a formação de
NO. Para baixos níveis de enriquecimento, até 35% de O2, os resultados da simulação não
acompanham os experimentais, ou seja, em um reator homogêneo a emissão de NO aumenta
acentuadamente nessa faixa de operação, enquanto que na situação experimental esse
aumento é bem mais brando. Esta diferença mostra que processos físicos influenciam
fortemente a distribuição da temperatura e da razão de equivalência, nesses níveis de
enriquecimento.
Para enriquecimentos acima de 40% de O2, a diferença entre os valores obtidos pela
simulação e os obtidos experimentalmente ainda são discrepantes, e a emissão de NOx para a
simulação continua sendo bem mais alta do que a experimental. No entanto, conforme mostra
a Figura A.3, nesta faixa de operação, o comportamento da emissão de NOx em função da
porcentagem de O2 é qualitativamente mais próximo ao do modelo de reator homogêneo
adotado. Conforme descrito na subseção VI.2.3.3, referente aos resultados da emissão de
gases na combustão enriquecida do diesel, e na análise tomográfica de chama apresentada no
capítulo VII, o enriquecimento propicia melhores condições para intensificar a taxa de mistura
entre os reagentes, daí essa maior semelhança com o comportamento de um reator
ix
homogêneo. Apesar da atuação de processos físicos que ainda não permitem dizer que a
situação experimental é dominada totalmente pelos processos químicos, a grande diferença
numérica entre as emissões estimadas pelo modelo e as medidas experimentalmente
provavelmente está associada com a elevada temperatura que o modelo calcula para o
primeiro reator. A Figura A.4 apresenta a temperatura e o tempo de residência no reator 1 em
função da porcentagem de O2 no oxidante, calculados pelo modelo.
20 30 40 50 60 70 80 90 100
%O2 no oxidante
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
Te
mp
era
tura
no r
eato
r 1 [
C]
0.09
0.12
0.15
0.18
0.21
0.24
0.27
0.30
Tem
po d
e r
esid
ên
cia
no r
ea
tor
1 [s]
Temperatura
Tempo de residência
o
Figura A.4 – Temperatura e tempo de residência no reator 1 em função da porcentagem de O2,
no oxidante, calculados pelo modelo de reator homogêneo.
O modelo aqui utilizado não leva em conta a recirculação dos produtos de combustão
de partes superiores da câmara, cujas temperaturas são mais baixas, e de parte do resíduo
vaporizado, em direção ao reator 1. Como há transferência de calor da chama para esses gases
x
e para o vapor de resíduo, experimentalmente a temperatura nas diversas regiões do reator 1
não irá atingir o valor estimado pelo modelo.
Para o equacionamento de reator homogêneo, a emissão de CO em base seca e na
saída da câmara esteve entre 6,86 ppm (21% de O2) e 0,003 ppm (100% de O2). As medidas
experimentais também feitas na saída da câmara, em base seca, mostraram que a emissão de
CO sempre esteve muito baixa (< 200ppm), conforme mostra a Figura VI.17. No entanto, a
faixa de erro do analisador utilizado é de 1% do fundo de escala, ou seja, 200ppm, não
permitindo a precisão de resultados que o modelo apresenta. Apesar da dificuldade de
comparação com os dados experimentais, este resultado de redução da emissão CO mostra
que enriquecimento realmente afeta o mecanismo de oxidação para CO2, pois, conforme
discutido anteriormente, a concentração de espécies hidrogenadas aumenta.
