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Capítulo 1
Introdução
1.1 Generalidades
Ciclones são equipamentos largamente empregados para separar e coletar partículas
do ar ou para limpeza de gases de processos por ação da força centrífuga. Esta força
pode variar entre 5 a 2500 vezes o seu peso (em partículas de 1 a 200 µm de
tamanho) (PERRY, 1997). Por serem equipamentos estacionários não oferecem
dificuldades para operação em altas temperaturas (1000oC) e elevadas pressões (50
ata). O fluxo de portador (gás de arraste) das partículas é introduzido para
corpo do ciclone com a velocidade de 15 à 25 m/s, onde sofre a
movimentação espiral (ciclônica). Sendo assim, as partículas são deslocadas
pela força centrífuga para parede do ciclone e em seqüência para a caixa de
coleta dos particulados.
O fato dos ciclones em geral operarem sob pressão obriga a construção de
um equipamento hermético com controle rigoroso, principalmente se os
compostos são prejudiciais à saúde.
Os ciclones são usados desde o Egito antigo. Durante os séculos suas funções
foram sendo modificadas de modo a encontrar atualmente uma ampla faixa
2
de aplicações. A partir de 1925 o uso dos ciclones foi consolidado em grande
parte graças ao considerável número de publicações sobre o tema, entre elas
(BARRETO, et al. 1927, SHERFED; LAPLLE, 1939, STAIRMAND, 1951). A
maioria dos ciclones pertence a uma destas famílias.
Koch & Licht (1977) apresentaram uma abordagem para projeto de ciclones e
propuseram as sete razões geométricas a serem especificadas em termos do
diâmetro do ciclone. Os autores também apontaram que, em um projeto
viável, as razões geométricas adimensionais não podem ser escolhidas
arbitrariamente e que algumas restrições devem ser observadas. A maioria
dos modelos matemáticos usados nos projetos de ciclones dependem de
correlações empíricas e semiempíricas que são obtidas baseadas em testes
experimentais (AVCI; KARAGOZ, 2003; HEUMANN, 1991; DIRGO; LEITH,
1985; KENNY; GUSSMAN, 1995). Como exemplo, temos: o ciclone de alta
eficiência proposto por Stairmand (1951), Lapple (1951), Smith; Wilson;
Harris, (1979) (Southern Research Institute), o ciclone German Z proposto
por König; Büttner; Ebert, (1991), o ciclone “aerojet” proposto por Upton,
Mark; Hall; Griffths, (1994) e o ciclone elaborado por Kim; Lee (1990).
1.2 Objetivo
A proposta deste trabalho é construir um lavador ciclônico, com elevada
característica de purificação, comparado ao ciclone seco, que ofereça
facilidade de operação e manutenção a um baixo custo.
Este equipamento é uma variante do ciclone tipo americano acrescentando‐
lhe basicamente um lavador de pulverização horizontal. Além disso, este
equipamento opera em depressão, isto é, a poeira não se propaga para o
ambiente antes do gás ser purificado.
3
1.3 Justificativa
Tanto na indústria quanto na literatura o ciclone é considerado um
equipamento cuja função principal é purificar o gás portador, e é indicado
para separação de partículas com mais de 10 μm, com baixo custo de
investimento (kUS$ 70,00 para a vazão de 1000 m3/h de gás), de fácil
operação e manutenção simples.
O equipamento aqui proposto, por suas características construtivas, possui
elevada eficiência para partículas menores do que 10μm (comparável e até
melhor do que a eficiência dos filtros eletrostáticos cujas eficiências para 1μm
é de 90%.
4
Capítulo 2
Revisão da Literatura
2.1 Generalidades e evolução do dimensionamento de
ciclones
A análise das publicações pesquisadas mostra que as principais
características dos separadores ciclônicos são: a eficiência de coleta, a
eficiência de fracionamento, o diâmetro de corte e a queda de pressão.
Muitos estudos têm sido realizados com o intuito de se debruçar sobre o
difícil problema da determinação destas características e, apesar disso, esses
estudos foram bem sucedidos em apenas uma faixa do número de Reynolds
e para algumas relações geométricas.
De acordo com Lapple, C. E. (1951) os ciclones simples são mais aplicados
para remover partículas sólidas ou líquidas de diâmetro em torno de 15 µm.
A menos que o diâmetro do ciclone seja muito pequeno, a eficiência de coleta
do equipamento será muito baixa caso o material suspenso no gás possua
diâmetro inferior a 15 µm.
5
Entretanto, quando o material a ser coletado possui elevado grau de
floculação, podem ser alcançadas eficiências de coleta acima de 98 %, ainda
que, com partículas de diâmetro entre 1 e 5 µm.
2.2 Separadores ciclônicos
A performance de um ciclone é avaliada basicamente por sua eficiência de
coleta e pela da perda de carga. O ciclone também pode ser especificado por
meio de seu diâmetro de corte Dpc, que é definido como sendo o tamanho da
partícula para qual o ciclone possui um rendimento de 50%. Sendo assim, as
partículas com diâmetros maiores que o diâmetro de corte, são coletadas com
uma eficiência superior a 50%.
O diâmetro de corte é função de propriedades do particulado a ser coletado,
do gás que o contém, do tamanho do ciclone, e das condições operacionais.
Lapple (1951) propõe a seguinte equação para o cálculo do diâmetro de corte:
)(2
9
ρρπ
µ
−⋅⋅⋅⋅
⋅⋅=
pcVcNcB
pcD (1)
em que:
µ ‐ viscosidade do gás;
Bc ‐ largura da entrada (retangular)
NC‐ número de voltas efetuadas pelo gás no interior do ciclone;
VC‐ velocidade média de entrada do gás;
ρ ‐ densidade do gás;
ρp‐ densidade do material particulado.
A Figura 1(a) mostra o esquema de escoamento dentro de um ciclone e a
Figura 1(b) mostra as relações geométricas do ciclone estudado por Lapple.
6
(a)Escoamento no interior do Ciclone (b)Relações geométricas:Ciclone Lapple Fonte: (LAPPLE, C. E., 1951)
Figura 1. Esquemas básicos de um ciclone
Para um ciclone Lapple a eficiência de coleta em função da razão dos
diâmetros da partícula está apresentada na Figura 2. Observa‐se que
eficiências superiores a 90 % só são obtidas para razão de diâmetros de
partículas superiores a 2,5. Isto quer dizer que, a eficiência só é mais alta em
partículas 2,5 ou mais que o diâmetro de corte (diâmetro onde a eficiência do
ciclone é de 50%).
7
Figura 2. Eficiência de coleta de partículas em função da razão do diâmetro da partícula Dp e do diâmetro de corte da partícula Dpc, para o ciclone Lapple. Fonte: (LAPPLE, C. E., 1951)
A eficiência de coleta do ciclone está muito relacionada ao projeto do mesmo,
isto é, bons projetos, conferem aos ciclones melhor possibilidade de controle
e remoção mais eficiente dos materiais contidos no portador gasoso.
“Ciclones com maiores capacidades de coleta reduziriam a necessidade de
equipamentos de controle mais complexos” (KOCH; LICHT, 1977).
Segundo os autores, elevadas velocidades de entrada causam o fenômeno do
ricochetamento das partículas e, sendo assim, a eficiência de coleta será
menor do que 100 %.
Nesse sentido, o estudo realizado por Koch e Litcht (1977) combina o modelo
teórico sobre a eficiência de coleta apresentada por Leith e Litcht (1972) com
a correlação de velocidades proposta por Kalen e Zenz (1974) que visava
8
obter o melhor valor para a velocidade de entrada do gás e predizer o valor
da velocidade de retrocesso.
Koch e Licht, (1977) apresentaram a equação 2 para o cálculo do rendimento
do ciclone:
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+⋅
⋅⋅⋅−−=
+ )1(5,0
3 )1(2exp1n
C
ii n
DQG τη (2)
sendo:
µρτ 18/).( 2pipi d= ;
22/8 baC KKKG ⋅= ;
Q= a vazão volumétrica do gás
KC = o volume total do ciclone,
DC= o diâmetro do ciclone
CD
aKa = ; e
Cb D
bK =
a e b são respectivamente a altura e a largura da entrada do ciclone.
O valor de n, da equação 2, foi estimado como uma função do diâmetro do
ciclone e da temperatura do gás, com Dc em pés (feet) e T em oF.:
3,014,0
530460
5,2)12(11 ⎥⎦
⎤⎢⎣⎡ +
⋅⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡ ⋅−−=
TDn C (3)
9
Para adequação da descrição de um ciclone, torna‐se necessário especificar as
sete razões geométricas em função do diâmetro, apresentadas a seguir. As
dimensões estão ilustradas na Figura 3.
ccccc
e
cc DB
DH
Dh
DS
DD
Db
Da ,,,,,,
Figura 3 Esquema do ciclone com entrada tangencial e indicação das dimensões que compõem as sete razões geométricas do ciclone. Fonte: (KOCH E LITCHT, 1977)
Segundo os mesmos autores, para se obter um projeto eficiente estas
dimensões não pode ser escolhidas arbitrariamente. Certas restrições devem
ser observadas. São elas:
a. a<S (previne o curto‐circuito);
b. b<1/2(Dc‐De) (evita contrações bruscas);
c. S+l ≤ H (para manter o vortex dentro do ciclone);
10
d. S<h;
e. h<H;
f. ∆P<10 polegadas (in) de coluna d’água;
g. 35,1≤s
ivv
(para prevenir reentrada); vi=velocidade na entrada
h. 25,1≅s
ivv
(para obter eficiência ótima); vs=velocidade de referência
De acordo com estudo realizado por Koch e Licht (1977), a eficiência de
coleta aumenta com o incremento da concentração do particulado na entrada
do ciclone. Há ganho de eficiência quando há aumento na densidade dos
sólidos, na velocidade de entrada e na altura do corpo do ciclone. Por outro
lado, há queda na eficiência de coleta com o aumento: da viscosidade do gás,
do diâmetro do corpo ciclone, do diâmetro do duto de saída e da largura do
duto de entrada.
Os autores apresentaram correlações com estimativas de perda de carga nos
ciclones conforme se segue:
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛=∆
OH
Hif Ngv
P2
2
2
ρρ
(4)
O valor NH corresponde ao número de cabeças de entrada, e depende
basicamente de três das sete razões geométricas. Este número pode ser
calculado por meio da expressão:
)/( 2eH DabKN = (5)
K pode assumir 2 valores: K = 16 quando existe ventilador ou K = 7,5 se a
entrada de ar é neutra.
11
Nota‐se que a perda de pressão depende fortemente da velocidade de
entrada.
Segundo Dirgo e Leith (1985) o desenvolvimento da maioria das famílias de
ciclones, sempre foi baseada na experiência prática e na perspicácia de seus
construtores, sem uma aplicação quantitativa dos princípios da engenharia.
Sendo assim, desenvolveram um novo procedimento de otimização de
ciclones fazendo o uso das teorias sobre a perda de carga e sobre a eficiência
de coleta propostas por: Leith; Licht (1972), Barth (1956) e Stairmand (1951) já
conhecidas. O método proposto consiste em variar o diâmetro do duto de
saída do gás, procurando por mudanças compensatórias entre as outras
dimensões do ciclone, de forma a aumentar a eficiência de coleta sem,
contudo, aumentar a perda de carga.
A partir de um ciclone de alta eficiência de Stairmand, Dirgo e Leith (1985)
desenvolveram e testaram quatro ciclones sob as mesmas condições
operacionais. Os resultados mostraram que, apesar das modificações e da
previsão de melhor eficiência de coleta, três desses ciclones tiveram um
rendimento menor do que o do ciclone de Stairmand utilizado como base de
estudo. O quarto ciclone, desenvolvido com base nas teorias de Barth (1956),
apresentou uma perda de carga de 10 a 30 % menor que o ciclone de
Stairmand e, também, quando comparados os fatores efetivos da eficiência
de coleta para uma partícula com diâmetro específico, o projeto deste ciclone
mostrou‐se significativamente melhor. Por outro lado, este ciclone é 50 %
mais alto que o ciclone de Stairmand, e por isso a melhoria em seu
desempenho deve ser balanceada com os custos de sua fabricação. Os
autores ainda realizaram algumas mudanças dimensionais nos novos
ciclones, de modo que o incremento isolado da altura do ciclone não mostrou
12
melhorias no desempenho. O aumento no comprimento do duto de saída do
gás resultou em queda na eficiência de coleta, possivelmente devido à maior
velocidade radial do gás causada por esta modificação. O aumento na
abertura do duto de saída também foi associado à redução na eficiência de
coleta (DIRGO; LEITH, 1985). Os mesmos autores finalizam o artigo dizendo:
“Os métodos de otimização são tão exatos quanto as teorias em que se
baseiam. O estudo feito mostrou que apenas um dos quatro projetos
teoricamente otimizados melhorou seu desempenho em relação ao projeto de
um ciclone padrão. Os resultados obtidos sugerem que as teorias existentes
possuem capacidade limitada na predição de mudanças que melhorem o
desempenho”.
Moore e McFarland (1993) desenvolveram uma base técnica que justifica o
uso de dois parâmetros adimensionais: a razão entre o diâmetro de corte e o
diâmetro do ciclone (D0,5/DC) e o número de Reynolds (Ref) permitindo
predições a respeito do diâmetro de corte da partícula aerodinâmica
equivalente (AED) para um ciclone Stairmand de alta eficiência, que teve o
diâmetro de seu duto de saída modificado.
Os testes foram conduzidos, preliminarmente, fazendo‐se o uso de três
ciclones, com os respectivos diâmetros (DC): 38,10 mm, 57,15 mm e 88,90 mm.
Os equipamentos utilizados possuíam um diâmetro padrão de 26,7 mm no
duto de saída. Em seguida, a geometria do ciclone foi padronizada e fixada
com o uso de um ciclone de alta eficiência com as relações geométricas do
ciclone Stairmand que teve o diâmetro de seu duto de saída modificado. A
Figura 4 ilustra os dois arranjos estudados pelos autores.
13
Figura 4 Esquema de variação do tubo de saída em uma geometria básica do ciclone de Stairmand, mostrando o efeito da variação no do tubo de saída no desempenho do ciclone. Fonte: (MOORE, M. E. ; MCFARLAND, A. R, 1993)
Os resultados obtidos por Moore; McFarland (1993), estão apresentados na
Tabela 1. A primeira seção da tabela mostra que para um mesmo diâmetro
duto de saída, o diâmetro de corte é menor para ciclones com diâmetro
menor. Nesses testes, a vazão e o diâmetro do duto de saída foram mantidos
constantes enquanto que o diâmetro do ciclone variou. Ciclones de menor
diâmetro, DO, forçam o fluxo do ar em uma espiral mais apertada do que em
um ciclone de diâmetro maior. Estas espirais permitem que forças
centrífugas causem a deposição das menores partículas. Por outro lado, um
14
ciclone de diâmetro maior possui espirais menos inclinadas permitindo
menor deposição do particulado pela força centrífuga.
Tabela 1 ‐ Diâmetro de corte da partícula aerodinâmica equivalente (MOORE; MCFARLAND, 1993)
Corpo do ciclone
Configuração do ciclone
Vazão L/min
Número de ReDc=38,1mm DO=26,70mm
DC=57,15mm DO=26,70mm
DC=88,90mm DO=26,70mm
16,3 842 11,6µm 15,3µm
27,5 1420 7,8µm 10,4µm
45,9 2370 6,7µm 10,5µm 79,3 4100 4,0µm 7,8µm
Corpo do
ciclone Configuração do ciclone
Vazão L/min
Número de Re DC=88,90mm DO=26,70mm
DC=88,90mm DO=42,9mm
DC=88,90mm DO=68,30mm
79,3 7730 7,8 µm 9,4 µm 18,8 µm 103 10040 6,1 µm 7,7 µm 14,1 µm 124 12090 5,3 µm 6,5 µm 12,2 µm
Nota: Para os diferentes casos, o número de Re na saída do tubo foi mantido constante, enquanto eram variados, respectivamente, o diâmetro do corpo do ciclone e o diâmetro do tubo de saída. Sendo: DC ‐ diâmetro do ciclone; DO ‐ diâmetro do duto de saída do gás
Os resultados apresentados na segunda seção da Tabela 1 mostram que para
uma mesma vazão, o diâmetro de corte é menor para menores diâmetros do
duto de saída, para diâmetro do ciclone e vazão mantidos constantes. Os
Ciclones com diâmetros de saída menores forçam a passagem do vórtice
espiral em uma seção transversal de área menor, aumentando a velocidade
do fluido nas espirais internas e externas.
15
Ficou demonstrado que “a combinação de elevadas velocidades e espirais
mais apertadas, no interior do ciclone, aumentam a deposição das partículas
menores existentes no portador gasoso.” (MOORE; MCFARLAND, 1993).
Os autores ainda propuseram uma relação funcional para facilitar o cálculo
das dimensões de um ciclone para uma dada vazão, diâmetro de corte, e a
proporção entre o diâmetro do corpo e o diâmetro de duto de saída.
A equação proposta é a que se segue:
fC5,0 RelnbalnDDln ⋅+= (6)
Apesar do crescente conhecimento a respeito dos fenômenos que ocorrem
internamente ao ciclone, o mecanismo exato de remoção das partículas ainda
não é compreendido totalmente. A teoria existente é, portanto, baseada em
modelos simplificados ou ainda dependem de correlações empíricas
(RONGBIAO.; PARK; K. W. LEE, 2001). Estes autores também investigaram
os efeitos das dimensões do cone sobre a eficiência de coleta e a perda de
carga dos ciclones. Para tal, foram construídos três ciclones com as
dimensões fornecidas de acordo com a Tabela 2. As eficiências de coleta dos
três ciclones, com diferentes valores de diâmetros dos cones foram medidas
em função do diâmetro das partículas e da vazão do gás. Os resultados
apresentados pelos autores mostram que a vazão influencia fortemente os
valores da eficiência de coleta. Por outro lado, a mudança no tamanho do
cone não altera de maneira significativa a forma da curva nem os valores de
eficiência de coleta, quando as outras dimensões do ciclone são mantidas as
mesmas.
16
Entretanto, a comparação das curvas de eficiência dos três ciclones em
estudo, sob as mesmas condições, mostra que o rendimento de coleta
aumenta significativamente com a redução do diâmetro inferior do cone.
Outro ponto em destaque é o fato de que podem ser obtidas maiores
eficiências de coleta, sem aumento da perda de carga, reduzindo‐se o
diâmetro inferior do cone, mas este não deve ser menor que o diâmetro do
duto de saída do gás.
Tabela 2 ‐ Dimensões dos ciclones utilizados por Rongbiao Xiang; Park, S. H.; Lee, K. W. (2001).
Dimensão CicloneComprimento
(mm)
Proporção dimensional (dimensão/Dc)
Dc: diâmetro do cilindro 31 1
De: diâmetro do tubo de saída 15,5 0,5
a: altura da entrada 12,5 0,4
b: largura da entrada 5 0,16
H: altura total do ciclone 77 2,5
h: altura do cilindro 31 1
S: comprimento do tubo de saída
15,5 0,5
I 19,4 0,625
II 15,5 0,5 B: diâmetro da base do cone
III 11,6 0,375
No estudo realizado por Lim et al (2003) dois ciclones com entrada simples, e
um terceiro, com o duto de entrada dividido em duas partes iguais, foram
fabricados, avaliados e tiveram suas eficiências de coleta comparadas.
17
A Figura 5 mostra os ciclones com entradas simples (a) e (b). Esses
equipamentos possuem diferentes dimensões no duto de entrada e no
diâmetro do duto de saída do gás.
Nos experimentos realizados no ciclone com o duto de entrada dividido em
duas partes iguais (c), o ar limpo era introduzido na metade do lado interno
enquanto que as partículas eram injetadas na metade do lado externo.
Figura 5 Identificação e dimensões dos ciclones utilizados por Lim, K. S.; Kwon S. B.; Lee, K. W. (2003)
A eficiência de coleta do ciclone modelo (c), que possui duto de entrada
dividido em duas partes iguais, mostrou‐se ser de 5 à 15% maior do que a do
ciclone modelo (a). Isto indica que a introdução de ar limpo possui um
importante papel no incremento da eficiência de coleta, pois ela faz com que
18
as partículas movimentem‐se nas regiões mais próximas às paredes do
ciclone, e assim, estas são mais facilmente removidas usando uma menor
força inercial.
O modelo (b) apresentou a menor eficiência de coleta dentre todos os
ciclones testados. Isto, por que não era de se esperar a boa formação de uma
espiral externa devido à pequena largura do duto de entrada, nem a de uma
espiral interna bem definida devido ao elevado diâmetro do duto de saída.
As características geométricas do ciclone modelo (b) permitem que algumas
partículas adentrem pelo duto de saída sem alcançar a parte mais baixa do
ciclone.
2.3 Separadores Úmidos
2.3.1 Coleta de partículas na separação úmida
Segundo Holzer (1985), na maioria dos casos as forças que atuam nas
partículas individuais de poeira são as forças: gravitacional, inercial
centrifuga. Estas forças atuando em partículas individuais de poeira são
insuficientes para remover as partículas provenientes de uma mistura
gás/poeira, devido ao pequeno tamanho das partículas. Portanto, é lógico
aumentar a massa das partículas de poeira por meio da aglomeração das
mesmas com gotas ou filmes de líquido lavador, daí vem o surgimento dos
separadores tipo úmido, entre os quais aparecem os ciclones úmidos. O alto
desempenho de separação destes ciclones são garantidos na maioria das
vezes por base experimental.
Ainda segundo Holzer, o mecanismo de separação das partículas de aerossol
no sistema de fluxo aerossol/água está baseado em três processos:
19
a. As partículas de poeira são conduzidas até o contato com as gotas,
consideravelmente grandes, de líquido;
b. As partículas de poeira são retidas nas gotas;
c. As partículas de poeira são separadas junto com as gotas.
Durante muito tempo pensava‐se que a molhabilidade da partícula de poeira
era um fator determinante na separação em ciclones úmidos. Entretanto,
foram feitos extensivos estudos sobre o comportamento da molhabilidade de
partículas de poeira que mostraram que o este efeito era secundário (Holzer,
1985.). Molhabilidade maior faz com que a partícula penetre na gota
imediatamente, enquanto que as partículas que apresentam pouca
molhabilidade ficam aglomeradas na superfície da gota, portanto são
também retidas.
Assim, o problema crítico da separação úmida é o primeiro processo, isto é, o
transporte das partículas até a gota. A noção básica é que as partículas de
poeira circunscrevem a gota como resultado de sua inércia, não seguem a as
linhas de escoamento do gás e são parcialmente arremessadas sobre a gota.
Portanto, o parâmetro mais importante a ser considerado na colisão de
partículas de poeira com as gotas de líquido é a inércia. Sob sua influência, as
partículas individuais se chocam com as gotas que estão em movimento em
relação poeira/mistura de gás ou são arremessadas para dentro da gota, em
um processo denominado de colisão por impacto. Partículas muito pequenas
seguem o escoamento do gás em torno da gota e não se chocam com a gota.
O contato de partículas pequenas com as gotas se dá por efeitos secundários,
por exemplo, a partícula segue o rastro da gota. No caso de partículas muito
pequenas, o mecanismo de difusão induz a uma mudança no tamanho das
partículas pelo efeito da coagulação e condensação. Portanto, os mecanismos
20
de assentamento das partículas de poeira na gota de liquido são: inercial,
agarramento e difusão ou condensação. Por outro lado, como dito
anteriormente, o parâmetro mais importante a ser considerado na colisão de
partículas de poeira com as gotas de líquido é a inércia, por esta razão, o
mecanismo de assentamento inercial está apresentado a seguir com maiores
detalhes.
2.3.1.1 Assentamento por Inércia
Segundo Warych, J. (1979), durante a passagem do fluxo de aerossol por um
conjunto de gotas, um certo número de partículas de aerossol assentam‐se
sobre elas. A análise sobre o assentamento das partículas de aerossol sobre
uma única gota considera que a gota tem a forma esférica, e que as oscilações
das gotas não possuem grande influência sobre o rendimento de
assentamento inercial das partículas, como mostra a Figura 6.
Figura 6 Assentamento de partículas na circunscrição da gota. Fonte: (WARYCH, J. 1979)
Analisando o movimento aceita‐se que a partícula de massa definida
movimenta‐se de acordo com o fluxo de gás, distante do eixo central da gota
yo suficientemente longe da gota, acompanhando o eixo x. Durante a
circunscrição da gota de raio rk , o fluxo do gás muda sua direção com
21
facilidade, o que não acontece com uma partícula de maior massa específica
do que do gás, não existe possibilidade aumentar a velocidade, ainda que,
mantendo‐se a mesma trajetória, colidindo‐se com a gota e assentando‐se em
condições favoráveis. O deslocamento da partícula de aerossol na direção da
superfície da gota é provocado pela ação das forças de inércia, daí o nome de
assentamento inercial.
O rendimento do assentamento inercial sobre a gota é definido abaixo:
A
2
k
oA2
k
20
1 EryE
4dy
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
π
π=η 7
em que:
EA é um coeficiente de correção que considera que, nem todas as colisões das
partículas de aerossol com a gota conduzem a fixação da mesma.
(Freqüentemente considera‐se que: EA = 1 )
O rendimento de assentamento inercial é definido: pela distribuição da
velocidade do gás que circunscreve a gota, pela trajetória de movimento da
partícula de aerossol e sua aderência sobre a superfície da gota. Por outro
lado, A forma de passagem do gás ao redor da gota é definido pelo número
Re (em relação à gota). Com valor de Re elevado tem‐se o fluxo com
característica potencial, com as linhas de corrente fechando‐se perto da gota,
excluindo‐se a camada da fronteira. Para o escoamento viscoso (número Re
→ 0) as perturbações são transmitidas para longe da gota.
Uma equação orientativa destas passagens ao lado da gota, provém da
solução da equação de Navier ‐ Stokes por métodos numéricos. Há
influência de várias forças externas sobre a trajetória da partícula de aerossol
22
e durante a circunscrição considera‐se a equação de movimento da partícula
nas proximidades da gota.
As equações de movimento da partícula de aerossol no sistema
adimensional de coordenadas X e Y , nas condições descritas na lei de Stokes
e permanecendo sobre a atuação das forças de inércia estão apresentadas
como equações 8 e 9.
( ) xxx2
2
AVUStk1
dtXd
+−= 8
( ) yyy2
2
AVUStk1
dtYd
+−= 9
em que:
krxX = e
kryY = , são as coordenadas adimensionais da partícula de aerossol;
0
xx u
uU = e 0
y uu
U x= são as componentes adimensionais da velocidade do
gás;
0
xx r
V υ= e
0
yy u
Vυ são as componentes adimensionais da velocidade da
partícula;
k
0
rut τ
= é o tempo adimensional;
20
kxx u
mrFA = e 2
0k
yy umrFA = são as componentes adimensionais da aceleração
da partícula pela influência das forças externas;
23
Fx e Fy são as componentes das forças externas atuando sobre a partícula
durante a circunscrição da gota; e,
m é a massa da partícula de aerossol.
O parâmetro de inércia Stk das equações representa a distância que pode ser
percorrida pela partícula de aerossol até o coletor da mesma (no caso até a
gota de raio rk), introduzida no gás na direção do coletor com a velocidade uo
(distância infinita do coletor), antes de ser absorvida na superfície. Este
parâmetro é definido como numero de Stokes, isto é:
k
1
k r2r2uStk l
=τ
= 10
em que:
1l é o caminho de passagem inercial da partícula de aerossol; u é a
velocidade do gás e τk o tempo de relaxamento da partícula.
O tempo de relaxamento da partícula de acordo com a definição de Fuks,
(1959).
g
a2a
ag 9r2
r6m
µρ
=πµ
=τ 11
Levando em consideração essa dependência, o número de Stk em relação à
gota apresenta‐se:
kg
a2a
r9urStk
µρ
= 12
Resolvendo as equações e supondo que sobre a partícula atuam somente as
forças de inércia e de resistência, de acordo com as leis de Stokes e de
24
Langmuir foi calculado o rendimento de assentamento por inércia durante a
circunscrição da gota em condições de escoamento viscoso pela equação:
( )214,1StkStk.2ln75,01
2
I −+=η
−
13
e para passagem (fluxo) potencial, quando 2,0Stk ≥ ;
( )2
2
I 25,0StkStk+
=η 14
Essas expressões juntamente com os resultados experimentais obtidos por
Ranz; Wong, (1952) e Walton; Woolcock (1960) estão apresentados na Figura
7. O valor crítico do número Stk*, abaixo do qual o assentamento por inércia
não ocorre, com circunscrição viscosa é: Stk* ≈ 1,214 e para passagem
potencial é Stk ≈ 0,0834.
Figura 7 Curva de rendimento de assentamento por inércia. Fonte: (WARYCH, J, 1979)
25
Na realidade, nas condições de movimento em regime turbulento, as
partículas de aerossol são assentadas também na parte posterior da gota e o
rendimento para Stk ≤ Stk* não é igual a zero, isto é, não é nulo.
Na faixa entre a passagem viscosa e a potencial, o rendimento de
assentamento por inércia pode ser calculado pela fórmula apresentada por
Walton e Woolcock, 1960.
60Re1
60Re
p1
1
+
η+η=η 15
Em que:
g
gkur2Re
µ
ρ= e η1 e ηp os rendimentos das passagens viscosa e potencial,
respectivamente.
Walton e Woolcock, 1960 confirmaram que o rendimento de assentamento
sobre a gota, de dado diâmetro, decresce rapidamente com a diminuição das
dimensões da partícula de aerossol. Por isso, para partículas com diâmetros
menor que 2 µm e as gotas de água de diâmetro 0,1 mm, o assentamento é
inferior a 1 % .
Para a separação de poeira fina de tamanhos menores que 5 µm , o tamanho
ótimo das gotas de líquido com a pulverização gravitacional é de 0,5 mm de
diâmetro. A diminuição do rendimento de assentamento sobre pequenas
gotas é provocada pela ultrapassagem das condições de movimento viscoso
para potencial.
26
Os cálculos de Barth, 1956 demonstram que existe um diâmetro definido de
gota, sobre o qual há um ótimo grau de separação das partículas do gás. Para
gotas, muito menores ou muito maiores, o rendimento de separação na
prática cai a zero. Por outro lado, o rendimento cresce com o aumento de
velocidade do gás em toda a faixa de dimensões das gotas.
Goldschmidt e Calvert, 1963, confirmaram que o rendimento é maior do que
o apresentado na teoria para números Stk < 0,05 , o que confirma o
assentamento das partículas na superfície posterior da gota.
Uma pesquisa sobre a influência de umidificação da partícula de poliestireno
e de enxofre, em aerossol, pela água e pelos líquidos orgânicos foi realizada
por Goldschmidt; Calvert (1970). Eles demonstraram que a umidificação tem
influência significante no processo de assentamento por inércia sobre as
gotas de líquido.
2.3.2 Ciclone úmido de Krames e Bütner
Krames; Büttner (1994) propuseram um ciclone úmido, de elevada eficiência
de coleta, que foi executado com base nas equações de Barth (1956) e
Muschelknautz (1970). Para tal, construíram um equipamento que consiste
basicamente de um ciclone com um atomizador pneumático instalado no
duto de entrada. Na realidade, o corpo do ciclone funciona como um espaço
de contato entre o portador gasoso e as gotas do líquido atomizado. A
eficiência de coleta foi de 99,2 % obtida com análise gravimétrica da carga do
particulado de acordo com a norma adequada.
A Figura 8 apresenta um esquema do ciclone desenvolvido por Krames;
Büttner (1994) com detalhamento para o local de instalação de seu
27
atomizador pneumático. As Figuras 9(a) e 9(b) mostram os atomizadores
com misturador externo e interno, respectivamente.
Figura 8 Ciclone úmido proposto por Krames, J; Buttner, H., (1994)
Figura 9 Bocais de atomizacão pneumátifco com misturador: externo (a) e interno (b). Fonte: Krames, J; Buttner, H., (1994).
Ainda segundo os autores, no bocal de atomização com misturador externo
os parâmetros de operação do líquido e do gás podem variar
independentemente um do outro. Somente a perda de carga na saída do gás
28
ou do líquido e a capacidade de reposição do sistema impõem limitações no
modo de operação. No bocal de atomização com misturador interno, os
parâmetros de operação do gás e do líquido são dependentes.
A Figura 10 mostra o grau de eficiência do ciclone, objeto de estudo destes
pesquisadores, em função do diâmetro da partícula.
Figura 10 Efeito da relação L/g (taxa de água por unidade de volume de gás limpo) na Eficiência de Coleta. Fonte: (KRAMES, J; BUTTNER, H. 1994)
Para calcular a quantidade necessária de líquido a ser pulverizada na
separação, utiliza‐se a taxa de água por volume do gás limpo. Esta relação é
chamada de (L/g).
De acordo com os autores, outros lavadores úmidos de alta eficiência tais
como os Venturi, operam com uma relação (L/g) de 0,5 a 5L/m3, enquanto
que o ciclone úmido da Figura 8 opera entre 0,05 a 0,25. Este resultado
mostra que é substancialmente menor o custo de pulverização do líquido.
29
As conseqüências de uma maior razão (L/g) são: distribuição de gotas
abrupta (o que normalmente é uma desvantagem numa separação) e o
aumento da concentração de gotas (o que significa uma menor distância
entre as mesmas).
2.3.3 Separadores com pulverização de água
Separadores com pulverização de água são os aparelhos nos quais se retiram
as partículas de aerossol de gás, como conseqüência do assentamento dessas,
sobre gotículas de água. As gotículas de água são formadas por nebulização
através de bicos construídos para este fim. O método de pulverização,
tamanho e distribuição das gotículas têm influência especial na eficiência de
separação. A configuração dos fluxos de aerossol em relação ao de água
nebulizada pode ser contracorrente, cruzado ou concorrente. A Figura 11
mostra esquematicamente as configurações possíveis.
Figura 11 Configurações possíveis dos fluxos de aerossol (portador mais partículas) em relação ao fluxo de água nebulizada; a) contra corrente b) cruzado e c) concorrente Fonte: (WARYCH, J., 1979)
30
Como foi dito no item 2.3.1, o processo de separação nos ciclones úmidos
ocorre seguindo as etapas:
a. As partículas de poeira são conduzidas até o contato com as gotas,
consideravelmente grandes, de líquido;
b. As partículas de poeira são retidas nas gotas;
c. As partículas de poeira são separadas junto com as gotas.
A primeira etapa é a mais importante. Como se sabe, o assentamento das
partículas sobre as gotas é um processo simples quando:
1. a velocidade gravitacional e a velocidade da partícula em relação a
velocidade da gota é grande;
2. as gotas são pequenas;
3. as linhas de movimento das partículas estão próximas à superfície
das gotas.
Quando as gotas são pequenas, o movimento das mesmas é acelerado no
portador e rapidamente atinge a velocidade do gás. Em condições extremas
as gotículas poderão evaporar. O tempo de vida das gotículas em função do
seu diâmetro pode ser observado na Figura 12. Este tempo também é função
da umidade relativa e da temperatura do gás. Ele diminui com o diâmetro da
gotícula, com a diminuição de umidade e com o aumento de temperatura do
gás. Por exemplo, gotículas de água de diâmetro 10 µm e umidade relativa
de 90% têm tempo de vida de aproximadamente 1 s.
Segundo Warych, J. (1979), é conveniente que as gotículas sejam 50 a 100
vezes maior do que a partícula do aerossol. Conseqüentemente, para que a
partícula de dimensão 0,5 μm seja extraída do gás necessitam‐se de gotículas
31
de 25 a 50 μm. Elas podem ser geradas nos pulverizadores com injetores de
alta velocidade.
Figura 12 Tempo de evaporação das gotículas de água em função de seu diâmetro para D=2,3∙10‐1cm2/s, λ ‐ 6.10–6 cm, T– 298K, no ar com 100% de umidade relativa. Fonte: (WARYCH, J. 1979)
Portanto, para assegurar encontros das partículas com gotículas, sem que
haja evaporação das últimas no gás portador, recomenda‐se que as gotículas
tenham dimensões entre 0,1 e 1 mm. Com isso evita‐se a evaporação e o
arraste pelo fluxo do portador (WARYCH, J. 1979).
Em separadores contra corrente, a velocidade gravitacional das gotas deverá
ser superior à velocidade linear do gás, normalmente compreendida entre
0,6–1,2m/s, medida com o aparelho vazio.
A velocidade de queda da gotícula em função de raio de ação da mesma está
ilustrada na Figura 13.
32
Figura 13 Velocidade limite de queda das gotículas de água e número Rek no ar em condições padrões (20 0C, 1013 hPa) em função do raio de ação da gotícula. Fonte: (WARYCH, J., 1979)
Recomenda‐se que a distância entre as gotículas durante a queda não seja
menor do que (4 a 5) vezes dk. Com isso evita‐se a coalescência das mesmas.
Aceita‐se a concentração de gotículas de 1% em separadores. Na prática, é
difícil evitar a formação de caminhos preferenciais devido à aglomeração das
gotículas.
A determinação das dimensões reais das gotículas geradas é muito difícil,
devido aos choques da água pulverizada contra as paredes do separador, o
que é difícil de ser evitado na prática.
O mecanismo dominante de sedimentação das partículas de aerossol nas
gotículas do líquido, nos equipamentos clássicos com pulverização de
33
líquido, é de inércia juntamente com o efeito de agarramento. O rendimento
de sedimentação inercial das partículas de aerossol sobre gotículas em queda
livre é apresentado na Figura 14.
Figura 14 Rendimento de assentamento inercial das partículas com diâmetros entre 2 e 10μm sobre as gotas d’água, em queda livre, com diâmetro dk. Fonte: (WARYCH, J., 1979)
Pode se observar que o rendimento máximo ocorre em torno é 0,8 mm de
diâmetro das gotículas e é mais alto para partículas maiores. Portanto, o
rendimento de separação é muito baixo para partículas menores do que 3
μm. Para diminuir a fronteira indicada, nos separadores úmidos mais
modernos, utiliza‐se força de campo elétrico ou difuzoforese, assim as
partículas menores terão oportunidade de sedimentar.
A umidificação das partículas pelo líquido tem influência elevada sobre o
rendimento de separação. Esta umidificação é melhorada pela condensação
dos vapores sobre as partículas. Nos separadores úmidos o líquido
pulverizado é freqüentemente reciclado, isto resulta em maiores dimensões
das gotículas que podem chegar a 1 mm. O consumo de água de
pulverização está entre 0,1 – 0,8 dm3 de H2O/m3 de gás. A queda de pressão
34
durante a passagem do gás é mais baixa em separadores úmidos e alcança
algumas dezenas de Pa.
A Tabela 3 contém os elementos de volume, equações de balanço e as
equações integradas para os três tipos possíveis de configurações de fluxos
de aerossol (portador mais partículas) em relação ao fluxo de água
nebulizada.
35
Tabela 3 ‐ As possíveis configurações de fluxos com as respectivas equações de balanço usadas na determinação da eficiência em ciclones com pulverização de água. (A configuração central foi a empregada no ciclone objeto de estudo deste trabalho)
0Adhd6
4dVucdccuAuAc 3
k
2k
ak =π
πη−+− l)( 0cbdx
d6
4dhVuubhdccubhc 3
k
2k
kk =π
πη−⋅+− l)( ( ) 0cAdz
d6
4dV
uuu
dccuAucA 3k
2k
kkg
kg =π
πη
−++− l)(
dhud
uV23
cdc
k
ak
lη−= dxd23
ubhbhVu
cdc
k
kk η−= l
( ) Adf1u2dzfV3
cdc
k
k
−η
−= l&
; em que: u
uf kg=
huV
23
cc a
ki
0
kgk
ldVu
ln&
&η−=
kg
k
i
o
dV2hV3
cc
&
& η−=ln
( ) Adf1u2zfV3
cc
k
k
i
o−
η−= lln
&
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ η−−=
−=η
kkg
ka
i
0i
duV2huV3
1c
cc&
& lexp ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ η−−=
−=η
kg
k
i
0i
dV2hV3
1c
cc&
& lexp ( ) ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
−η
−−=−
=ηAdf1u2
zfV31
ccc
k
k
i
0i lexp&
36
2.3.3.1 Separadores com injeção de água contra corrente
A aplicação de fluxo de água contracorrente é utilizada, com maior freqüência,
nos aparelhos verticais conforme apresentado na Figura (a) da Tabela 3. Sendo:
gV& : vazão volumétrica de gás, isto é: AuVg ⋅=&
lV& : vazão volumétrica de água , isto é: AVuV lkl ⋅⋅=&
Em que:
lV : Acúmulo das gotículas de líquido no volume elementar, (m3/m3)
ku : Velocidade da gotícula, relativa à parede do aparelho.
Dados adicionais:
A área de escoamento no elemento de volume;
c concentração de partículas no aerossol;
u velocidade do aerossol;
dk diâmetro da gota;
ηk rendimento de sedimentação de partículas de aerossol para uma
dimensão definida da gotícula; e,
h altura da faixa de contato do aerossol com as gotas.
O elemento de volume tem altura, dh, área da face, A, e concentração de
partículas na entrada, c, com velocidade de sedimentação, ua,, sobre as gotículas
constante.
A pulverização de água de cima para baixo em escoamento contracorrente é
feita por meio de um ou mais pulverizadores direcionados verticalmente com
pequeno ângulo em relação ao nível. No caso de uso de vários pulverizadores,
37
eles poderão ser instalados em uma ou mais fileiras, nos vários planos
horizontais. O fluxo de aerossol de baixo para cima, encontra‐se com as nuvens
de gotículas de água no sentido oposto.
O rendimento de separação nos equipamentos com pulverização em contra‐
corrente, também, pode ser obtido conhecendo‐se o número das gotículas
presentes em uma quantidade definida do fluxo de aerossol.
Estabelece‐se que pela coluna do separador passam n gotas com velocidade
relativa uk, e rendimento de sedimentação das partículas em uma única gota ηk.
Se n1 é o número de partículas que penetram através da primeira fileira das
gotículas, n2 atravessa a segunda fileira, até penetrar na fileira nn, ,
então:
( )ki1 η1nn −⋅=
( )2ki2 η1nn −⋅=
M
( )nkin η1nn −⋅=
O rendimento de despoluição de aerossol passando por n gotas, pode ser
escrito:
( )nk
i
n η11nn
1η −−=−= (16)
Deve‐se contar que no separador existem algumas zonas mortas
(inacessíveis às gotículas em queda), conseqüentemente, uma fração x de gás
38
não despoluído deve ser incluída na equação, então a fração de gás despoluído
torna‐se:
( ) ( )[ ]nkη11x1η −−−= (17)
Aceitando que nk gotículas produzidas por unidade de tempo, caem
dentro da coluna do separador com velocidade:
atkk uuu −=
sendo:
tku velocidade gravitacional de queda da gota, obtida do diagrama ou
calculada por meio de equação: ( )
g
ga2
at 18.µ
.gρρ.du
−=
au velocidade de passagem das partículas do aerossol para o gás.
Considerando que não há deslizamento entre gás e partícula, pode‐se aceitar,
que a velocidade do gás, u, é mesma que a da partícula que é válida para regime
laminar, isto é, Re≤0,1 e coeficiente de atrito λ=2/Re. Em condições práticas, o
Re pode ser ampliado 0,1 para 2,0. Para 2,0≤Re<500 o coeficiente de atrito pode
ser determinado pela correlação empírica:
60518 ,Re,=λ (18)
O tempo de contato entre as gotas e as partículas na coluna de altura h, será
estimado como ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
kuh
uh
, em que o número de gotículas n em contato com o
aerossol é definido pela equação 10:
39
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
⋅=
ka
2k
k uh
uh
4Adπnn & (19)
em que a taxa de gotículas introduzidas kn& para a coluna eleva‐se para:
6ρdπ
Ln1
3k
3k ⋅⋅=& (20)
sendo:
L – fluxo de massa do líquido pulverizado, em kg/s. Substituindo o valor
de kn& na equação 10, tem‐se para n:
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
−+=
atkg1k uA.(u1
V1
.ρ2d3hLn (21)
Observa‐se que a quantidade de gotículas está ligada aos parâmetros
construtivos, operacionais e o tipo do pulverizador. Conhecendo a quantidade
de gotas n e o rendimento ηk, pode‐se definir o rendimento do separador pela
equação:
[ ]nk )η-(1-1x)-(1 η = (22)
O rendimento do separador com fluxos em contra–corrente obtidos por
Akitsune; Takae, (1973) foram correlacionados de acordo com equação empírica
derivada por Johnstone et al. (1954).
O diâmetro de gotículas, dk, em µm foi calculado através da equação empírica de
Turner and Moulton (1953), mostrada na equação 14.
40
1601
,0,710,44 -1,520
3- k . L d 10 16,56 d µσ⋅⋅⋅⋅= (23)
em que:
do diâmetro da entrada do injetor em mm;
L vazão mássica de água pulverizada em g/s;
σ tensão superficial do fluido (água) N/m;
µ1 viscosidade do fluido em mPa∙s.
Para um injetor com diâmetro de do=6 mm, ângulo de pulverização de 90
usado para retirar partículas do gás com 10 µm, o rendimento será:
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−−=η 21
g
1 StkVV6001 /,exp&
& (24)
sendo:
V1 vazão volumétrica do líquido dm3/h
Vg vazão volumétrica do gás (portador) m3/h
Os valores obtidos estão em concordância com os valores apresentados por Orr
(1966). A aplicação de pulverização em contra corrente são freqüentemente
usados em dutos de gás portador, como mostra a Figura 15.
41
Figura 15 Apresentação da pulverização em contra corrente com indicações dimensionais. Fonte: (CHENG, L. 1973)
A quantidade das gotas em atividade pode ser calcular por:
323
1
3k
zdA
V6sz
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
π==
..n 1
& (25)
em que:
z comprimento da tubulação;
s comprimento da projeção das gotículas;
n quantidade das gotas.
O rendimento nessas condições pode ser obtido por:
n
gkk
i
1
n1
VdVz
2311
nn1 ⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛η−−=−=η
&
&1. (26)
O choque entre as gotículas de líquido e o gás portador das partículas foi
definido de acordo Soo, (1967).apud Cheng, L. (1973), por
42
Fuuz k −
= (27)
Em que F é a constante de transferência de momentum entre a gotícula e o gás.
Para a maioria das situações práticas o número de Reynolds, tomando a gotícula
como referência, maior do que dois, F pode ser definido como:
k
k
1
g
duu
43 −
ρ
ρλ=F (28)
O coeficiente de atrito,λ, depende do tipo do regime de escoamento do fluxo de
aerossol, e então:
6018 ,Re−=λ para 5002 ≤≤ Re
440,=λ para Re>500
O diagrama da Figura 16 apresenta os valores obtidos com a equação 26.
Figura 16 Dimensões ótimas das gotículas com injeção de água em contra corrente no eixo do duto. Fonte: (CHENG, L. 1973)
43
Observa‐se, que o maior rendimento de retenção das partículas de diâmetro de
2,0 µm ocorre quando as gotículas de água possuem o diâmetro de 200 µm. Isso
mostra que a retirada das partículas do fluxo de gás, com a injeção axial de água
contra corrente, é proporcional ao rendimento de assentamento das partículas
nas gotas ηk , à grandeza do fluxo volumétrico Vl, ao comprimento de
pulverização z e é inversamente proporcional ao fluxo volumétrico do gás
(portador) Vg e ao diâmetro das gotas dk , (CHENG, L., 1973)..
A maioria das gotas no fluxo em contra corrente perdem rapidamente a
velocidade, especialmente aquelas que são de dimensões pequenas, dificultando
o contato entre os elementos. O resultado dos ensaios realizados por Calvert e
1colaboradores (1975) apud Warych, (1979), para a retirada das partículas de óxido
de titânio e de ferro do gás portador (partículas de diâmetro da=1µm e para fluxo
de 106 partículas por cm3), pode ser observado na Figura 17. Com estes
resultados, Warych, J. (1979) observou que:
a) a penetração das partículas depende fortemente da massa de vapor
condensado;
b) o rendimento de retirada é reproduzido desde que o processo ocorra sob
as mesmas condições (curvas 1 e 2);
c) a comparação das curvas 1 ou 2 com a curva 3 demonstra certa anomalia,
pois as gotas d’água eram 25% menores na curva 3. Deste fato, resulta um
maior aproveitamento da água de pulverização, bem como o
impedimento do processo de coalescência das gotas no volume e na
parede do separador;
1 Calvert S.; Ihaveri N. C.; Huisking, T. Study of Flux Force/condensation Scrubbing of Fine Particles U. S. Env. Port. Agency Report nO 600/2-75-18 (1975).
44
d) a comparação das curvas 3 e 4 apresenta a influência do diâmetro das
gotas. Entretanto, considerando‐se que o fluxo de gás e de água foram
idênticos, o diâmetro médio volumétrico das gotas foi de 1 a 5 vezes
maior na curva 4 do que na curva 3. Assim, o assentamento das partículas
(quantidade de gotículas para unidade de volume do separador) era
menor para curva 4, resultando em uma penetração maior;
e) o aumento da temperatura da água de pulverização de 24 para 510C, com
aerossol a uma temperatura constante na entrada de 770C, pulverizando‐
se água em apenas um ponto resulta em um gradiente uniforme de
temperatura e pressão no comprimento do separador. Isso aumenta a
penetração das partículas do aerossol.
1– 1V& = 1dm3/s; d k ≈ 350µm
2– 1V& = 1dm3/s; gotas pequenas
3– 1V& =0,76dm3/s; gotas pequenas
4– 1V& = 0,76dm3/s; d k ≈ 450µm
Figura 17 Penetração das partículas em função da massa de condensação dos vapores por unidade de massa de gás seco mk Fonte: (WARYCH, J. , 1979)
Para melhorar o rendimento de separação com pulverização, visando coletar as
partículas de menor tamanho, além da força de inércia, Warych, J. (1979) sugere
usar uma força do campo elétrico fornecido por eletrodos ligados entre a carcaça
45
e as gotículas de água (ver Figura 18). No caso do uso do campo elétrico, é
aplicada uma tensão de corrente continua da ordem de 50kV em relação ao
corpo do separador, o que acarreta certas precauções e custos. Neste campo
elétrico, as gotas de água são aceleradas e direcionadas à parede do separador
junto com as partículas retiradas do fluxo em contra corrente do aerossol.
Figura 18 Representação básica de um separador eletrostático com umidificação. Fonte: (WARYCH, J. 1979)
De acordo com Warych, J. (1979) o rendimento de separação das partículas com
da=1 µm e concentração de poluente de 2,2 a 360 g/m3 atinge até 99 %. Para
partículas submicrônicas o rendimento é da ordem de 90 a 96 %.
2.3.3.2 Separadores com injeção de água em fluxo cruzado
Os separadores com fluxo cruzado de água em relação ao fluxo de gás mais
freqüentemente utilizado são os com fluxo de água de cima para baixo e o fluxo
de gás na horizontal (OGAWA, A., 1987).
46
A velocidade das gotas em relação ao gás (partículas) é um pouco menor do que
nos separadores em contra corrente e maior em relação ao concorrente. Assim,
pode‐se dizer que:
a) As gotas formadas têm velocidade de queda livre e são distribuídas
uniformemente sobre todo volume;
b) Durante a passagem as gotas não alteram as suas dimensões;
c) A concentração das partículas em todo volume do separador é
constante.
A manutenção da passagem cruzada das gotículas é praticamente impossível
devido ao arraste pelo fluxo do gás, do movimento turbulento, à inércia das
gotas e da força de gravidade.
Calvert, S. et al. (1975) apud Warych, J. (1979) analisaram e definiram o processo
de assentamento das partículas sobre as gotículas. Para tanto, considerou uma
paralisação momentânea das gotas no volume elementar Tabela 3 (figura b). O
volume foi definido pela seguinte equação 22:
bdxuV
Vk
11
&= (29)
Então, o fluxo volumétrico de gás é dado por:
ubhVg =&
A equação de balanço de massa das partículas no elemento de volume estão
apresentadas na coluna (b) da Tabela 3.
47
Observando a equação do rendimento no separador com fluxo cruzado, nota‐se
que o rendimento aumenta com a altura de queda das gotas, h, e com a
diminuição do diâmetro dk e com o aumento da velocidade relativa entre as
gotas e o fluxo de gás. Em princípio, aceita‐se para essa equação a possibilidade
de um desvio, especialmente para as gotas de maiores dimensões. Tais
condições carecem de confirmação experimental e aplicação de coeficientes de
correção. Aplicações de outros meios de retenção das partículas tais como,
forças eletrostáticas, difusoferose e outros, também necessitam da
complementação da equação citada.
2.3.3.3 Separadores com injeção de água concorrente
Nos separadores com injeção concorrente, a velocidade relativa das gotas no
fluxo de gás é pequena, o que causa uma baixa eficiência de separação
(OGAWA, A., 1987).
Essa afirmação não é válida se, para separação, forem utilizadas forças externas
(centrífuga ou eletrostática).
O balanço de massa de poeira até a equação do rendimento do separador estão
na coluna (c) da Tabela 3
No caso desta configuração é importante conhecer a velocidade das gotas
em relação a do gás, ukg, e a eficiência de assentamento das partículas em função
da distância dz.
Com a finalidade de facilitar a solução da equação do balanço diferencial
Calvert, S. et al. (1975) admitem que:
48
fuukg = (30)
A equação para coeficiente de resistência, para movimento das gotas
concorrente ao gás, utilizado por Ingebo (1956) e Calvert, S. et al. (1975) apud
Warych, J. (1979) é apresentada na equação 31:
84027 ,Re−=λ (31)
Calvert, S. et al. (1975) apud Warych, J. (1979) ainda aproximaram o coeficiente
de atrito para faixa de número Re comumente usada em fluxo concorrente nos
separadores que a equação (32), representa melhor esta resistência.
Re55
=λ (32)
O comprimento do caminho percorrido pela gota em relação ao gás z’ não
depende da resistência do meio nem da força de inércia e pode ser apresentada
como:
=ρ
−ρ=
λ∫1k
'1
'2g
Re
Re .d.4)zz.(.3
Re.Red2
1
(33)
Substituindo e integrando a equação obtém‐se:
55)f1(Re
55ReRe
.d.4'.z.3 .121
1k
g −=
−=
ρ
ρ (34)
A relação entre dz e dz’ pode ser apresentada como sendo:
'dz.ff1dz −
= (35)
Aplicando a equação e prosseguindo o cálculo diferencial obtém‐se a
dependência entre dz e df que aplicada na equação do balanço apresentada na
49
coluna (c) da Tabela 3, e aqui reproduzida como equação 36, e usando também a
relação da equação 38, tem‐se:
( ) Adf1u2dzfV3
cdc
k
k
−η
−= l&
36
dfAudV
cdc
g
kkll
552 ηρ&
−= (37)
Integrando para as condições de entrada de c = c1; f = 0 e na saída c = c0 ; f = f
tem‐se a expressão para o rendimento de separação:
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−−= f
AudV
g
kkll
552
exp1ηρ
η&
(38)
O rendimento de assentamento inercial sobre a gota, no processo de
pulverização concorrente está apresentado na Figura 18.
Figura 19 Rendimento teórico de assentamento das partículas nas gotas em função do caminho relativo adimensional até a parada da partícula
sobre o diâmetro de gota, kd
z′. Fonte: (WARYCH, J., 1979)
50
Se no processo de separação é predominante mecanismo de inércia, pode‐se
aceitar para, f, o valor 0,25. Para o ar em condições normais, 3g 1,19kg/mρ = ;
sPa101,8µ 5k ⋅⋅= − e para água 3
l 1000kg/mρ = .
Quando as partículas possuem as dimensões submicrônicas, a velocidade de
passagem no separador concorrente não é grande e a retirada das partículas
prossegue pela difusão sobre a superfície da gotícula. Neste caso, para a
definição do rendimento pode‐se utilizar a Equação 38 que dá a dependência do
fluxo de infiltração das partículas nas gotículas.
A introdução de vapor no fluxo de gás carregado com partículas e água
concorrente melhora o rendimento de separação, isto foi confirmado por
Warych, J. (1979), como mostra a Figura 20.
Essa ação gera aumento de massa das partículas, oferece melhores condições
hidrofílicas provocadas pela condensação do vapor sobre a superfície das
partículas.
Figura 20 Rendimento de separação em função de fluxo da massa de vapor
condensado para diversos diâmetros das partículas. Fonte: (WARYCH, J., 1979)
51
Neste sistema, além do efeito da condensação de vapor sobre partículas, aparece
também a termo e de difusoforese. Para gotículas na faixa de 0,1 a 1,0 mm, estes
fenômenos, aumentam a aderência das partículas, o que é apresentado pelo
cálculo de Pilat e Prem.(1976).
Os ensaios executados por Calvert et al. (1975) apud Warych, J. (1979).
mostram que a condensação de vapor sobre as partículas tem influência sobre o
rendimento no separador horizontal concorrente, nas condições:
1) A concentração de partículas no fluxo de entrada do separador é
uniforme e a queda de concentração na passagem é exponencial (o fluxo
de portador sempre é uniforme durante a passagem);
2) A cobertura realizada pela pulverização de gotas concorrente cresce
exponencialmente com a distância do injetor de pulverização;
3) O diâmetro da gota é o mesmo em toda a passagem.
O separador concorrente é freqüente utilizado em casos de elevada concentração
das partículas e elevada densidade de fluxo volumétrico.
2.4 Alguns tipos de separados e suas aplicações
2.4.1 Separadores de torre (Scrubber com injeção de água)
Conforme será apresentado neste item, é possível encontrar no mercado e na
literatura uma série de separadores e lavadores de gases para o controle de
material particulado, bem como para o resfriamento e absorção de gases e
vapores tóxicos como SO2, SO3, H2SO4, HF, HCl, P2O5, NO2 e outros.
52
Em alguns destes equipamentos a separação/remoção é feita com o uso de um
ciclone, no qual um ventilador disposto no duto de entrada do equipamento,
força o escoamento do gás que contém o material particulado e/ou vapores.
Os lavadores em forma de torre podem ser construídos com ou sem o
enchimento, este último é que forma o elemento de filtração.
2.4.1.1 Lavadores sem enchimento
São equipamentos para resfriamento do gás através da injeção direta de água de
resfriamento, sendo que os lavadores deste tipo são eficientes tanto para a
separação como para o resfriamento do gás (que depende do tempo de contato
das partículas com água).
A velocidade do gás é pequena e não ultrapassa 1m/s, portanto, para oferecer o
tempo suficiente, necessita‐se de um a altura de 30 e até 40 metros para o
lavador.
Em função disso, pode‐se obter resfriamento do gás acima de 100oC, com
separação simultânea e eficiência da ordem de 50 a 80 %. A perda de pressão
causada pela passagem de gás e pelo lavador é pequena, ou seja, da ordem de 10
a 300 N/m2. A desvantagem deste lavador é o elevado consumo de água que
pode ser acima de 6 L/m3 (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979).
53
Figura 21 Lavador sem enchimento. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979).
Outro lavador com uma construção um pouco mais complexa, caracteriza a
torre da empresa Elex apresentado na Figura 22
Figura 22 Lavador de torre da empresa Elex Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
54
A torre do lavador é composta por uma série de elementos direcionadores
dispostos seqüencialmente. O gás é fornecido tangencialmente abaixo da torre e
tem a sua saída na região superior, passando através do lavador. Este lavador
trabalha com gases a uma vazão de 1800 a 36.000 m3/hora e com perda de
pressão de 600 a 1500 [N/m2], o que significa um consumo de potência de 1 a 75
kW. Consome uma notável quantidade de água, isto é, 25dm3/m3 de gás, que
opera em circuito fechado. Para partículas de trituração mecânica o rendimento
de separação das partículas chega a 98% (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979).
2.4.1.2 Lavadores com enchimento
A construção deste tipo de equipamento é semelhante à dos lavadores sem
enchimento, com uma camada adicional de filtração. O esquema deste tipo de
lavador está apresentado pela Figura 23.
Figura 23 Lavadores com enchimento tipo OKc Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
55
Sobre a grelha ou tela de chapa perfurada, é colocado o elemento de filtração,
que poderão ser anéis de Rasching ou outros elementos de porcelana ou de
plásticos. O gás é introduzido por baixo e conduzido pelo recheio
continuamente umidificado pela água que passa pelos separadores de gotas e,
em seguida, para o ambiente.
A velocidade de passagem do gás por este lavador é de 1 a 1,5m/s, com um
consumo de água de 1 a 20 L/m3. Este tipo de lavador trabalha bem para
partículas de trituração mecânica (maiores que 1µm). O rendimento está na faixa
de 80 a 95 % com perdas de pressão de 100 a 500 N/m2.
O fluxo da passagem de gás é de 5000, 13000 e 19000 m3/hora, com consumo de
água de 1 a 4 [litros/ m3] e a perda de pressão é de 10 a 500 N/m2. A Tabela 4
apresenta as características de 4 tipos de lavadores executados pela empresa
polonesa FUMOS.
56
Tabela 4 ‐ Dados técnicos de lavador com enchimento (OKc. da Polonia) Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979).
Parâmetro Unidade OKc 1000 OKc 1200 OKc 1400 OKc 1630
V nom m3/h 7760 ‐ 8150 7800 – 11080 4000 ‐ 5660 10630 ‐15000
Consumo de água
de circulação m3/h 4,6 ‐ 5,7 6,0 ‐ 7,5 3,2 ‐ 3,9 8,2 ‐ 10,1
Consumo de água ~15 % de água de circulação
Peso kg 310 440 260 520
∆p N/m2 650 ‐ 960
57
2.4.2 Lavador com leito fluizado
Um lavador de torre especial é o de leito fluidizado. O leito é composto com
esferas leves de diâmetro de 30 a 40 mm os quais são sustentados pelo gás
fluindo de baixo para cima. Estas esferas têm movimento irregular e quando
umidificadas oferecem maior área de contato com as partículas carregadas
pelo gás.
Figura 24. Lavador com leito fluidizado da empresa Prat‐Daniel. Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
O lavador possui duas seções de esferas de diâmetro 38 mm. Na parte
superior é localizado o separador de gotas rotativo. A velocidade de
58
passagem de gás é de 2,5 a 5 m/s, o consumo de água é de 0,1 a 1 [l /m3] de
gás. Estes separadores são construídos para fluxo de gás de 5000 a 25.000
m3/h.
Os lavadores com leito fluidizado tem perda de pressão de 700 a 1000 N/m2.
O rendimento de separação é de 90 a 99 %.
2.4.3 Lavadores com borbulhagem
Quando o gás é soprado com elevada velocidade sobre o espelho d’água,
formam‐se uma quantidade de bolhas que capturam as partículas ocorrendo
assim, a separação. Com o fluxo de gás constante, forma‐se uma camada de
bolhas de altura definida. Este fenômeno é aproveitado para a separação de
gases industriais nos lavadores de colisão, de espumas e nos lavadores com
labirintos isolados com água.
O gás poluído é introduzido com velocidade de 40 a 100m/s no duto em
forma de injetor e colide com a superfície de água localizada logo na saída.
Esta água é turbilhonada formando uma espuma. As partículas do poluente
são retiradas do gás graças à força da inércia formada pela rápida mudança
de direção de gás.
59
Figura 25 Lavadores de borbulhagens firma Doyle. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Uma das variantes do lavador de borbulhagem é chamada de lavador Doyle,
aplicada para separação de poeiras geradas mecanicamente. Trabalha com
eficiência de 98‐99,5 % para particulado com boa umidificação.
Figura 26 Lavador de borbulhagem. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
60
A velocidade aplicada nos lavadores de borbulhagem está entre 30 e 70 m/s
com perda de carga de 1.500 a 4.250 N/m2, o consumo de água pelo lavador é
de 0,3 a 0,5 litros/m3 de gás.
2.4.4 Lavador de espuma
O esquema de funcionamento do lavador de espuma é ilustrado na Figura
27. O elemento principal do lavador de espuma é uma chapa perfurada (1)
sobre a qual é disposta uma fina camada de água. A água transborda pelos
orifícios (2) através dos quais também passa o gás poluído, de baixo para
cima, provocando uma forte turbulência na água sobre a chapa, formando
uma espuma. As partículas do poluente são coletadas no container (3) ou são
arrastadas com a água pelo ladrão (4). Acima da placa está o separador de
gotas (5). Os diâmetros dos furos das placas é da ordem de 4 a 6mm.
Figura 27 Lavador de espuma Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Os orifícios correspondem a uma área de 20% da superfície da placa por onde passa
a água. A velocidade de gás no corte livre do lavador não pode ultrapassar 3 m/s, e
nos orifícios da placa é de 10 a 20 m/s. A perda de carga hidráulica do lavador de
61
espuma é de 1.400 a 1.900 N/m2 e o consumo de água é da ordem de 0,3 a 1 L/m3.
Este tipo de lavador é aplicado para partículas de trituração mecânica com boa ou
média capacidade de umidificação. O rendimento é da ordem de 95%, não podendo
ser utilizado para partículas que possam obstruir os orifícios (p. ex. pó de cimento).
2.4.4.1 Lavador de espuma tipo Elex-Hidro
É muito interessante observar o lavador de espuma tipo Elex‐Hidro da firma
Elex apresentado na Figura 28. O lavador possui duas divisões ou mais, (2 a
5) formadas por placas perfuradas, em cima das quais são colocadas camadas
com espessura de 150 a 200 mm de esferas de vidro (3). A água é injetada
abaixo da primeira divisão (1). A divisão superior (5) realiza a função de
separador de gotas.
O gás fluindo no meio das esferas umidificadas forma um movimento quase
fluidizado com elevada quantidade de espuma. O gás é lavado e libertado de
partículas sólidas, durante a passagem por este ambiente. O rendimento do
lavador é da ordem de 99 % para partículas de diâmetro médio de 1 µm. A
perda de pressão é de 1.300 N/m2. Os lavadores deste tipo são construídos
para vazões de 1.800 a 70.000 m3/h. As dimensões destes lavadores são:
diâmetro de 590 a 3.510 mm e alturas de 2.650 a 6.300 mm.
62
Figura 28 Lavador com camada de filtração de material granulado de firma Elex‐Oski. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Os lavadores de espuma formam um grupo de equipamentos de elevado
rendimento e com baixo consumo de água. Entretanto, não podem ser
utilizados para a separação das partículas de difícil umidificação e de
solidificação em ambientes úmidos.
2.4.5 Lavadores com os labirintos fechados pela água
A Figura 29 apresenta um lavador com labirinto. A diferença destes
lavadores com os de borbulhagens é que o gás é obrigado passar por um
labirinto cujo circuito é parcialmente mergulhado na água. O gás com as
partículas é introduzido na água, e pela turbulência há dispersão das
gotículas, oferecendo, assim, elevada área de contato entre o gás e a água.
63
Figura 29 Labirinto com parte mergulhada na água Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
2.4.5.1 Lavador Roto‐Clone tipo N
Estes equipamentos apresentam construção simples e compacta. Na Figura
30 é apresentado o mais popular lavador com labirinto denominado Roto –
Clone tipo N da firma American Air Filter (AAF).
Figura 30 Lavador Roto – Clone tipo N Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
64
Este lavador é construído para vazões de 1.500 a 89.000m3/h, para perdas de pressão
de 1.300 a 1.600N/m2. O consumo de água é notavelmente pequeno, podendo chegar
até 0,03 L/m3 de gás. A concentração de poluente na entrada do lavador pode ser de
até 40 g/m3. O rendimento do lavador não é alterado com as mudanças de vazão de
gás na faixa de 60 a 110 % da vazão nominal. A eficiência é de 90% para as
partículas de 1 µm e quase 100 % para as partículas de 8 µm, (informações de
acordo com Concordia-Elektrizitats) apresentados na Figura 31.
Figura 31 Eficiência de separação dos lavadores Roto‐Clone tipo N Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
O consumo de água padrão é de 0,01dm3/m3 de gás. Os lavadores deste tipo
são equipados com sistemas para a limpeza mecânica dos materiais
depositados. Conclui‐se que os lavadores com labirintos inundados são de
boa eficiência, de construção simples, de pequeno consumo de água
podendo, inclusive, reter partículas não umidificadas.
2.4.6 Lavadores rotativos
2.4.6.1 Lavador rotativo horizontal (desintegrador Theisen)
65
Nos lavadores rotativos horizontais, o contato de partículas com a água é no
campo das forças centrífugas. Este campo é produzido pelo elemento de
rotação de elevada velocidade onde são introduzidos a água e o gás pelo eixo
central.
As acelerações da água e do gás com as partículas no rotor oferecem maior
contato entre si e alocação das partículas sobre a parede. Um exemplo típico
é um lavador rotativo da firma Theisen, denominado também como
desintegrador, largamente utilizado para purificação de gases de alto‐fornos.
A velocidade do desintegrador é de 500 a 1.000 rpm e o consumo de água é
de 0,35 a 0,9 dm3 / m3 de gás.
A potência consumida é de 4 a 7 kWh/1000 m3 de gás. Estes aparelhos,
mostrados na Figura 32, são construídos para vazões de 60 a 90.000 m3/h. A
característica especifica deste lavador é que, pela sua ação rotativa, comprime
o gás de 2.500 até 4.000 N/m2. A principal desvantagem deste aparelho é o
elevado consumo de energia elétrica e a complexidade na sua construção.
Atualmente, estes tipos de desintegradores estão sendo substituídos por
outros de construção mais simples.
Figura 32 Lavador rotativo da firma Theisen Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
66
2.4.6.2 Lavador rotativo vertical
O exemplo clássico de um lavador rotativo vertical é apresentado na Figura
33. No eixo vertical são instalados, em três níveis, discos cônicos de chapa,
sendo que, o externo é de chapa perfurada. Com o movimento rotativo, a
água é pulverizada no ambiente do gás retendo as partícula e, também,
absorvendo gases tóxicos. Na parte superior tem‐se uma camada de material
granulado ou elementos de Rasching. Este tipo de lavador pouco usado
devido a sua construção e custo de operação elevado.
Figura 33 Lavador rotativo vertical firma American Air Filter (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Para a família de lavadores rotativos deve‐se incluir o lavador tipo Roto‐
Clone W construído pela firma American Air Filter (AAF), produzida na
Europa pela firma CEAG e Tunzini, Figuras 34 e 35. Neste caso, a água é
67
direcionada sobre o rotor com rotação de 440 a 3140 rpm. O efeito de
lavagem do gás é recebida pela pulverização de água provocada pela força
centrífuga no fluxo do gás.
Figura 34 O esquema de funcionamento do lavador Roto – Clone W. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
As vantagens de utilização deste tipo de lavador são: a elevada retenção das
partículas menores do que 1 µm de difícil umidificação e a compacidade. Sua
desvantagem é o elevado consumo de energia elétrica e necessidade de
manutenção freqüente.
Figura 35 Vista geral de lavador Roto – Clone W. Fonte: (JUDÁ, J.;
NOWICKI, M., 1979)
68
Este lavador abraça, também, a função de ventilador e de acordo com a rotação. A
pressão de insuflamento varia de 500 a 2250 N/m2, a velocidade de entrada é de 15 a
25 m/s, o consumo de água é de 0,15 dm3/m3 e consumo de energia elétrica é de 0,6 a
2,0 kWh/1000 m3 de gás. Os lavadores deste tipo são construídos para vazões de
0,415 a 23,6m3/s, isto é, 1.550 a 85.000 m3/h.
2.4.7 Lavadores de fluxo ciclônico úmido
Como dito no item 2.3.1, um dos fatores que causa a baixa eficiência dos
ciclones secos é provocado pelo rebatimento das partículas na parede e
arraste para a saída. Este acontecimento foi reduzido através das formas
injeção de água, Figura 36, com conseqüente umidificação das partículas das
paredes do ciclone oferecendo maior aglomeração das mesmas.
Figura 36 As formas de instalações dos pulverizadores no ciclone. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Figura 37 Lavador de movimento ciclônico com injeção de água na parede construído pela firma Micro Pul, tipo Micro ‐ Airetron 500. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
69
Observa‐se que os lavadores ciclônicos são construídos como torres, com a
passagem de gás com fluxo ciclônico, com pulverizadores que podem ser
instalados na entrada do gás, nas paredes coletoras ou na parede central.
O equipamento apresentado na Figura 37 trabalha com elevada eficiência (98
a 99%) para partículas maiores que 1µm, com a perda de carga de 1.000 N/m2
e consumo de água de 0,67 a 0,8 dm3/m3 de gás.
Um exemplo clássico de um lavador ciclônico com pulverização central é o
popularmente utilizado nos Estados Unidos e fabricado pela firma Pease‐
Anthony‐Ciclonic‐Scrubber, Figura 38.
Figura 38 Lavador com movimento ciclonico Pease-Anthony-Ciclonic-Scrubber. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
O gás é introduzido pela parte baixa do lavador (Figura 38). Os bicos pulverizadores
(3) são instalados no tubo central (1) pelo qual é conduzida a água. A pressão da
água é de 0,5 a 1,0 MN/m2 obtendo as gotículas de água de 25 a 50 µm. As partículas
são depositadas na parede do aparelho, coletadas e conduzidas (2) para o devido
tratamento. A entrada de gás (4) é controlada pelo clapé e a velocidade pode ser de 7
a 25 m/s. O consumo de água é de 0,7 a 1,4 [dm3/m3] e perda de carga da ordem de
500 a 1000 N/m2. A eficiência para partículas de trituração mecânica é de 95 a 99 %.
70
Tendo em vista o equipamento Pease‐Anthony‐Ciclonic‐Scrubber, a firma
OPAN construiu um lavador ciclônico de injeção de água central cuja
configuração encontra‐se na Figura 39. As dimensões apresentadas são
orientativas.
Figura 39 Ciclone úmido da firma OPAN. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979)
Este tipo de lavador não necessita pressão de água de pulverização elevada.
O que pode ser observado nos dois exemplos anteriores. A devantagem
dessa instalação é a necessidade de tratamento da água reciclada.
71
Capítulo 3
Materiais e Métodos
Neste capítulo, serão apresentadas etapas do projeto de um lavador de gases
para as temperaturas acima das ambientais, sua concepção, construção,
montagem do equipamento e por fim a sua avaliação experimental.
O equipamento foi construído a partir da adaptação de um ciclone tipo
americano no foram introduzidos bicos nebulizadores para aumentar a
eficiência de coleta de partículas. As dimensões básicas de um ciclone
americano estão na Figura 40 (KOCH; LITCH, 1977).
Figura 40 Características geométricas de um ciclone americano
72
Devido as suas características dimensionais o ciclone americano é mais
adequado para purificação de aerossol com partículas de 5 à 30μm, e
também pode ser instalado galpões industriais com pé direito baixo, muito
comuns no Brasil. Este tipo de ciclone é menos eficiente na coleta do material
particulado especialmente para partículas menores de 5μm.
3.1 O equipamento modificado
O lavador de gases industrial modificado proposto neste trabalho é um
ciclone, tipo americano triplo cone com bicos pulverizadores laterais. As
modificações geométricas realizadas tiveram como objetivo umidificar o
portador com material particulado para aumentar a eficiência de coleta.
3.1.1 Modificações construtivas
As novidades apresentadas a seguir são destaques nesta nova proposta de
ciclone lavador:
1) A injeção de água é transversal (da parede para o centro) ao
escoamento do gás, obrigando‐o a deslocar‐se ao centro do corpo do
ciclone promovendo a entrada de gotas neste fluxo. O bocal assim
disposto aumenta o tempo de residência das gotas dentro do ciclone,
proporcionando maior retenção dos poluentes dentro das gotas. Este
comportamento pode ser observado na primeira parte do ciclone
(primeiro anel). Na seqüência, a mistura (poeira mais gás mais gotas) é
deslocada pela força centrífuga à parede oposta do ciclone, onde
ocorre a separação entre o gás e a água mais o particulado. O filme de
água formado na parede elimina o ricochetamento das partículas
(função do scrubber) e serve, também, como abafador de ruído. O
mecanismo de dispersão de água em scrubber tipo Venturi foi
73
estudado por Gonçalves, J. A. S et al. (2004), que apresentaram um
novo modelo para a dispersão das gotas;
2) O lavador realiza a lavagem em direções opostas (descendente pelo
ciclone e ascendente pela chaminé). Esta condição proporciona a
separação nas gotas não retidas na parede para o funil de água
poluída, além de eliminar possível arraste de gotas com poluente para
o duto de saída do gás limpo;
3) O lavador funciona em depressão. A instalação do exaustor dentro do
duto de saída (saída da chaminé) elimina a descarga de gás poluído
para o ambiente. Além disso, o ciclone pode funcionar com
velocidades de gás mais altas, devido o tempo de residência ser,
também, mais alto;
O triplo cone oferece uma separação contínua da água poluída do gás,
formando uma válvula hidráulica que permite o escoamento desta água para
o outro funil, e como conseqüência é obtida a decantação do particulado, isto
é, a separação da água do sólido poluente. O triplo cone permite, ainda, a
introdução de algum produto floculante que proporcione a floculação, ou
seja, a purificação da água por método químico.
3.1.2 Detalhamento do projeto básico
O lavador é composto de um corpo com 900 mm de diâmetro e 1418 mm de
altura total da parte funcional, montado sobre uma caixa de coleta de água
de lavagem, com um sistema de bombeamento e de separação das partículas
contidos na água. Um esquema geral do equipamento montado está
apresentado na Figura 41.
74
1 – Corpo cilíndrico 2 – Caixa d’água 3 – Bomba hidráulica 4 – Duto de entrada 5 – Dosador de particulado 6 – Exaustor 7 – Duto de saída 8 – Placa de orifício 9 – Estrutura matálica 10 – Válvula borboleta 11 – Cone adaptador 12 – Termopares 13 – Cone do selo hidráulico 14 – Cone de decantação 15 – Bicos pulverizadores
Figura 41 Esquema do ciclone lavador de gases com acessórios, montado para a realização deste trabalho
Diferentemente dos ciclones estudados na literatura e encontrados no
comércio, o ciclone americano objeto de estudo do presente trabalho foi
construído de forma modular, permitindo assim um amplo estudo na sua
capacidade de umidificação e coleta de partículas, de acordo com a
geometria desejada.
Na fase de projeto e construção, o ciclone lavador foi provido de uma
chaminé móvel (duto de saída). Esta característica construtiva possibilitou a
variação da altura da chaminé em três posições, a saber: 425 mm, 525 mm e
625 mm. A primeira posição é característica do ciclone americano padrão e as
demais são alturas que foram testadas para verificação do efeito da altura da
chaminé no desempenho operacional do equipamento.
A umidificação do gás portador pode ser avaliada por meio da possibilidade
de operar o equipamento com número variável de bicos nebulizadores de 0 a
4, variando‐se assim a vazão de água de umidificação.
75
A variação na concentração de entrada do particulado foi feita mediante um
circuito de válvulas e um manômetro em U que controla a pressão do ar
injetado na câmara do leito de fluidização.
A modificação também inclui a possibilidade de variação da temperatura do
gás portador de 20 a 100oC.
3.1.2.1 Descrição circunstanciada do equipamento incluindo os
detalhes construtivos
Trata‐se de um equipamento de porte industrial, construído em fibra de
vidro com relativa transparência, que oferece a possibilidade de observação
do comportamento do fluxo da água em seu interior. A Figura 42
proporciona uma vista geral do equipamento após a montagem.
Figura 42 Vista geral do ciclone lavador
A parte cilíndrica possui um diâmetro de 900mm e foi construída em fibra de
vidro. Sua altura é variável e composta por três módulos anulares de 345 mm
de altura cada. O terceiro anel tem a função de suportar o primeiro cone,
76
elemento de separação. Os módulos são interligados por meio de parafusos
nos flanges com juntas de borracha, para garantir a vedação. Os dois
módulos superiores possuem cada um deles quatro bicos nebulizadores,
dispostos ortogonalmente entre si, dotados de manômetros tipo Bourdon,
ligados ao circuito de água pressurizada por uma bomba centrífuga. O duto
interno de saída do gás possui um comprimento total de 725 mm e um
diâmetro de 400mm, A Figura 43 dá uma idéia do sistema descrito.
Figura 43 Região cilíndrica e bicos pulverizadores
A parte cônica do ciclone, também construída em fibra de vidro, possui
altura reduzida oferecendo assim o deslocamento do fluxo para o segundo
cone que, em seqüência, favorece a redução da velocidade do gás e da água
carregada com as partículas, conseqüentemente, a separação de portador
livre de partículas e água mais poeira. O fundo deste funil é mergulhado na
água contida na caixa de coleta e de purificação. Dessa forma, a instalação
oferece um selo de água dividindo a parte pressurizada da parte à pressão
atmosférica e facilita a posterior decantação.
A caixa de contenção é constituída de três elementos básicos, estes, também
construídos em fibra de vidro. O primeiro elemento é a caixa propriamente
dita com tampa, para oferecer sustentação ao ciclone. O segundo elemento,
77
montado no interior da caixa, é o funil de desvio do fluxo de água e
separação das partículas. A limpeza e manutenção da caixa são feitas por
meio de uma abertura na tampa. O terceiro elemento é a válvula de descarga
que, quando aberta, libera as partículas decantadas juntamente com a água
para o esgoto. A capacidade funcional da caixa é de 1,8 m3 (Figura 44). A
água é recebida pela concessionária e a sua reposição para manutenção do
nível é controlada por uma válvula de bóia.
Figura 44 Caixa de contenção de água e região cônica
O exaustor é movido por meio de um motor elétrico de 220 V e de 3,7 kW
sendo acionado através do acoplamento de duas correias tipo V (Figura 45).
Este exaustor, disposto na parte superior do ciclone, gera depressão forçando
o escoamento do ar/gás que contém o material particulado para o interior da
câmara cilíndrica e assim evita a propagação do ar/gás para o local de sua
instalação. Esta característica oferece também a purificação de gases tóxicos
que eventualmente podem fazer parte do sistema a ser purificado.
A boca de saída do exaustor é retangular, com as dimensões de 240 mm
largura e 325mm de comprimento, transfigurando‐se posteriormente para
um duto circular de 310mm de diâmetro. Neste duto, há um ponto de
tomada de amostras do ar com o objetivo de quantificar a o material
particulado não retido pelo ciclone.
78
Figura 45 Motor e Exaustor
O duto para a tomada do ar externo possui diâmetro de 220 mm e é
construído em chapa de aço carbono. Nele foi instalada uma placa de orifício
construída segundo a norma ISO‐5167(ISO, 1990) com diâmetro 120 mm, em
aço inoxidável, fixada por flanges no duto de entrada, como mostra a Figura
46. As tomadas de pressão foram feitas a partir de conectores de latão
rosqueados ao duto e ligados por meio de mangueiras emborrachadas a um
manômetro diferencial com escala de até 300 mm, utilizado água como fluido
manométrico. Na entrada do duto, há uma válvula borboleta para oferecer a
variação de vazão do gás.
Figura 46 Detalhe mostrando a localização da placa de orifício
79
A medição das temperaturas(TBS) e (TBU) (usadas na estimativa das
umidades) do ar de entrada e de saída do ciclone, foi feita por meio de
quatro termopares instalados nos dutos de captação e exaustão de ar.
Antes da entrada do ciclone, há um dosador de partículas que possui um
circuito constituído de válvulas e um manômetro em U, para o controle da
pressão do ar comprimido injetado na câmara do leito de fluidização.
A Figura 47 mostra a vista parcial do circuito de válvulas para o controle da
pressão do ar comprimido injetado na câmara do leito de fluidização.
Figura 47 Circuito de ar comprimido
A Figura 48 mostra a balança digital utilizada na pesagem da massa contida
na câmara de sólidos.
Figura 48 Balança digital
80
A variação de vazão da água nebulizada no corpo do ciclone foi realizada
através da variação da quantidade de bicos em funcionamento. Cada bico
nebulizador possui uma válvula que, quando aberta, permite a passagem da
água, como mostra a Figura 49.
Figura 49 Manômetro e válvula dos bicos de nebulização de água
E, finalmente para possibilitar a variação de temperatura do gás de entrada
foi instalado um sistema de aquecimento composto por quatro estojos com
nove resistências elétricas de 10kW cada uma. Os estojos são controlados
individualmente por chaves elétricas ligadas de acordo com a condição
planejada para o ensaio. Cada estojo é responsável pelo acréscimo de
aproximadamente de 20oC na temperatura do ar externo. A Figura 50
apresenta os estojos do sistema de aquecimento do ar instalado no duto de
entrada do ciclone, e a Figura 51 apresenta as chaves de acionamento dos
estojos elétric0s.
Figura 50 Estojos de sistema de aquecimento
81
Figura 51 Chaves de acionamento dos estojos elétricos
3.1.3 Metodologia de operação do equipamento
O procedimento operacional básico para coleta de dados do ciclone lavador
para realização dos testes está descrito a seguir:
a) verificar o volume de água na caixa de contenção e acoplar a
mangueira da água de alimentação;
b) verificar e ajustar o número de bicos nebulizadores em
funcionamento;
c) acionar o motor do ventilador através da botoeira localizada no painel
elétrico;
d) acionar o motor da bomba de circulação de água através da botoeira
localizada no painel elétrico;
e) ligar as chaves elétricas para aquecimento do ar externo de acordo
com a temperatura desejada;
f) efetuar as leituras da perda de carga e da vazão do portador;
g) efetuar as leituras termométricas do portador na entrada e saída;
h) Tabular os resultados;
82
Quando o experimento visava determinar a eficiência de coleta do material
particulado no ciclone lavador, até o item (e) o procedimento é o mesmo
anterior, acrescentando‐se os itens citados a seguir:
f’) encher a câmara de dosagem com massa de material particulado;
g’) determinar a massa do conjunto (câmara + material particulado)
fazendo‐se o uso da balança digital;
h’) acoplar a câmara ao sistema de dosagem;
i) montar o filtro na sonda do compressor alternativo para coleta do
particulado dosado através da pressurização da câmara;
j) acionar (ao mesmo tempo) o sistema de dosagem e o sistema de coleta
do particulado, com a finalidade de quantificar a eficiência de coleta.
3.2 Procedimentos de medições
Neste item serão descritos os procedimentos de medição das vazões de
pulverização de água, ar/gás, da temperatura e umidade do ar e da dosagem
do material particulado.
3.2.1 Medição da vazão de água nos pulverizadores
Para realizar a pulverização da água foram instalados oito pulverizadores,
com bico tipo sprinklers, nos anéis do ciclone. Foi feita a medição da vazão de
cada bico em função da pressão de água aplicada ao mesmo. Estes
pulverizadores possuem pastilhas no bico aspersor, que são responsáveis
pela nebulização da água, que irá potencializar a eficiência de retenção de
partículas no ciclone. Das pastilhas testadas, a que apresentou melhores
resultados quanto à qualidade na pulverização da água com a formação de
névoa foi a de diâmetro de 3,2 mm. No levantamento das curvas de vazão de
água em função da pressão foram cronometrados os tempos necessários para
83
o enchimento de tambores com capacidade de 30 a 60 kg de água. Foram
efetuados três ensaios para a determinação de cada ponto da curva. A Figura
52 apresenta os resultados para um pulverizador com esta pastilha.
Figura 52 Vazão do pulverizador em função da pressão para a pastilha com orifício de 3,2 mm
A Figura 53 mostra o fluxo de água dentro do corpo do ciclone com exaustão.
Nela se observa o leque de injeção de água no fluxo do portador.
Figura 53 Fluxo de água dentro do corpo do ciclone
Já a Figura 54 apresenta vista parcial da rede de dutos e dos bicos de injeção
de água instalados na região cilíndrica do ciclone.
84
Figura 54 Válvulas, manômetros e Bicos de nebulização
A estrutura de sustentação do ciclone, do exaustor e da instalação hidráulica
é independente e favorece as modificações da geometria do equipamento e a
eliminação de ruído e de vibrações. A estrutura foi construída em vigas U, de
aço carbono, laminadas, com as dimensões de 100mm×50mm×3,18mm.
Todos os elementos estruturais são parafusados. Essa estrutura é protegida
com tinta anti corrosiva e posteriormente coberta com tinta à óleo.
3.2.2 Medição da vazão de ar
A vazão de ar foi medida por meio da placa de orifício descrita no item
3.1.2.1.
3.2.3 Medição das temperaturas de bulbo seco e de bulbo
úmido do ar
Para a determinação da temperatura e umidade do ar foi realizada a medição
das temperaturas de bulbo seco (TBS) e de bulbo úmido (TBU) do ar de
entrada e de saída do ciclone, por meio de quatro termopares instalados nos
dutos de captação e exaustão de ar. Os valores foram aferidos com as
85
medições através dos termômetros de dilatação. A medição de temperatura
foi realizada por meio de termopares tipo T (cobre/constantan) com proteção
metálica e conectores compensados, instalados em cinco pontos distintos:
dois no duto de captação de ar, dois no duto de exaustão de ar e um no duto
de retorno (by pass) da rede de distribuição de água. Os termopares podem
ser vistos nas Figuras 55 e 56.
Figura 55 Termopares no duto de entrada e captação do ar
Figura 56 Termopares no duto de saída e exaustão do ar
3.2.4 Sistema de dosagem do material particulado
O sistema de dosagem do material particulado é constituído de uma câmara
cilíndrica pressurizada, Figura 57, ligada à rede de ar comprimido, que
86
possui em seu interior uma haste homogeneizadora, dotada de uma hélice
com rotação de 120rpm para evitar a formação de canais preferenciais
durante a fluidização do material micronizado. A fim de manter a
uniformidade na dosagem do material micronizado foi montado um circuito
constituído de válvulas e de um manômetro em U, para o controle da
pressão do ar comprimido no dosador e, conseqüentemente, a dosagem do
particulado.
Figura 57 Sistema de dosagem do particulado
Durante os testes, trabalhou‐se com a concentração da alimentação dos
sólidos, ou seja dosagem de material particulado em concentrações de
entrada na faixa de 20‐100 mg/m3 de ar/gás.
A Figura 58 apresenta o sistema de dosagem durante a simulação de sua
operação. Nela se observa a pulverização do material particulado a uma
pressão de fluidização de 600 mmca.
87
Figura 58 Teste do pulverizador
3.2.5 Medição da concentração residual de material
particulado
Essa medição foi realizada por meio de uma adaptação do Método EPA no. 5.
Para a medição da concentração residual de material particulado de acordo
com as recomendações contidas no método EPA n.º 05, foi instalado um
aparato experimental composto de:
a) um compressor alternativo, funcionando como bomba de vácuo,
Figura 59;
b) uma câmara de coleta de material particulado não aquecida, instalada
na sucção do compressor, contendo filtro de fibra de vidro com
eficiência de 99,99 % para partículas maiores que 0,3 μm e ligada à
sonda inserida no duto de descarga do ciclone, conforme apresentado
na Figura 60;
88
c) uma sonda inserida no duto de descarga do ciclone, com orifício
situado a uma distância superior a oito vezes o diâmetro do duto, a
partir do início do duto de seção circular de 300mm de diâmetro;
d) um medidor Pitot instalado no duto de descarga do ciclone junto à
sonda, para verificação da coleta isocinética, visualizada na Figura 61.
Figura 59 Compressor alternativo
Figura 60 Câmara de coleta de material particulado contendo o filtro
A seção da sonda do sistema de coleta do material particulado foi calculada
para garantir a coleta isocinética a partir do levantamento da velocidade no
duto de descarga do ciclone e do volume de sucção do compressor.
89
Figura 61 Tubo de Pitot
A determinação do material particulado coletado foi definido através da
pesagem dos filtros antes e depois da coleta, utilizando‐se uma balança
digital com 0,1 mg de precisão.
3.3 Material particulado
Nos ensaios de testes de eficiência na coleta de material particulado foi
utilizado material micronizado de quartzo (1µm ≤ dpart ≤ 30 µm), com
diâmetro médio de 7,48 µm. Na Figura 62 é mostrada a distribuição
granulométrica deste material, obtida pelo método de contagem em
suspensão a laser, realizada pelo Departamento de Engenharia de Minas e de
Petróleo da Escola Politécnica da USP.
Figura 62 Quartzo micronizado (95% < 20 µm)
90
Foi escolhido este material micronizado por possuir uma granulometria
semelhante às frações mais finas do material particulado volátil emitido na
combustão do carvão pulverizado em caldeiras.
3.4 Metodologia de planejamento de experimentos e análise
de resultados
Os ensaios foram realizados em duas fases. Na primeira fase objetivou‐se
obter as melhores condições de operação do equipamento usando todo o seu
potencial de variação por meio de um planejamento estatístico usando a
análise de variância três fatores (three‐way). Já na segunda fase, com as
condições de operação definidas foram realizados os testes com o aerossol (ar
mais material particulado), para estimar o rendimento de coleta do ciclone.
3.4.1 Planejamento dos testes da primeira fase
A Tabela 5 mostra os níveis de variação da altura da chaminé, dos
aquecedores e dos bicos dosadores, bem como, a hierarquia seguida na
montagem da matriz para obtenção dos resultados, Figura 63, que foram
posteriormente analisados segundo um planejamento fatorial three‐way.
Portanto, a série de ensaios planejados constou de 3×5×5=75 ensaios por
replicata. Como cada ensaio foi repetido 5 vezes foram realizados 75×5=375.
A análise foi realizada com as médias das cinco repetições.
Este planejamento permite avaliar a significância dos efeitos principais da
altura da chaminé, do aquecimento do ar (pelo número de aquecedores
ligados) e da vazão de água nebulizada (número de bicos nebulizadores) e as
interações de dois fatores, na diferença de temperatura do gás (Temperatura
91
do gás após o aquecimento menos a temperatura do gás na saída do sistema).
A análise e interpretação dos resultados estão no capitulo de resultados.
Tabela 5 ‐ Configurações testadas no ciclone modificado
Fatores Níveis Níveis Níveis
Altura da chaminé (posição) 1–425 mm; 2–525 mm; 3–625 mm
1 2 3 1 2 3 1 2 3
Níveis Níveis Níveis Número de aquecedores ligados
0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4
Níveis Níveis Níveis Número de bicos nebulizadores
0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4
92
Figura 63 Esquema do projeto estatístico para obtenção dos dados do ciclone tipo americano modificado proposto neste trabalho
93
3.4.2 Planejamento dos ensaios para a segunda fase
Os dados obtidos na primeira fase mostraram as melhores condições de
funcionamento do ciclone. Nestes testes fez‐se o uso simultâneo do sistema
de dosagem de material particulado, instalado no duto de entrada do
equipamento, e do sistema de medição da concentração residual de material
particulado instalado no duto de saída.
Para realizar a medição da eficiência de coleta, a câmara cilíndrica do sistema
de dosagem do material particulado foi alimentada manualmente com uma
massa de aproximadamente 2,8 kg do material particulado, previamente seco
em estufa apropriada. Após a introdução do material particulado, a câmara
cilíndrica é fechada e ligada à rede de ar comprimido, responsável pela
injeção do material.
O sistema de medição da concentração residual de material particulado foi preparado
por meio da colocação de um filtro de papel, limpo, seco e numerado, na câmara de
sucção do compressor. O filtro utilizado possui uma eficiência de 99,99 % na coleta
de partículas maiores que 0,3 µm.
Objetivando-se verificar a eficiência de coleta do material particulado, a sonda era
inserida no duto de descarga do ciclone, de modo que seu orifício permanecesse
situado a uma distância superior a oito vezes o diâmetro do duto, considerando-se o
início do duto de seção circular de 300 mm de diâmetro.
A determinação do material particulado coletado através da sonda foi
definida através da pesagem dos filtros antes e depois da coleta, utilizando‐
se uma balança digital com 0,1 mg de precisão.
A eficiência de separação foi calculada a partir da relação:
94
ent
saíent
CCC −
=η (39)
Em que:
η é a eficiência (%), Csai é a concentração de material particulado na saída do
lavador de gases (mg/m3) e Cent é a concentração de material particulado na
entrada do lavador de gases (mg/m3).
95
Capítulo 4
Resultados e Discussões
Neste capítulo estão apresentados os resultados experimentais sua análise e
interpretação acompanhada de discussão. Além dos testes preliminares para
a verificação de operação e ajustes do equipamento e, também, para escolher
o intervalo das variáveis estudadas nos ensaios planejados, foram realizados
ensaios em duas séries, conforme mencionado no item 3.4 do capítulo 3. Os
ensaios da primeira fase foram conduzidos conforme planejamento
apresentado no item 3.4.1 do Capítulo 3 e os demais realizados com base nos
resultados obtidos nos planejamentos anteriores.
4.1 Resultados dos ensaios da primeira fase (determinação das
melhores condições de operação do ciclone)
4.1.1 Análise dos ensaios do planejamento fatorial three‐way
Os ensaios foram conduzidos conforme planejamento apresentado no item
3.4.1 do Capitulo 3. A Tabela 6 mostra os resultados obtidos.
96
Tabela 6 - Resultados experimentais obtidos com o ciclone úmido Portador Entrada Aquecedores Portador Saída Diferenças de Temperatura
Fo‐lha
Alt.da cha‐miné mm
n.º bicos
TBS ent. oC
TBU ent.. oC
Φ (%)
ω (g/kg) n.º ToC
TBS saída oC
TBU saída oC
Φ (%) ω
(g/kg)
Varia‐ção w
(g/kg)
TempáguaoC TAq–Tbs
Tbue– Tbus
ºC Tbse–Tbss ºC
1 425 0 24,3 21,0 76,3 15,3 0 24,3 24,6 21,4 76,1 15,7 0,4 23,0 ‐0,3 0,3 0,3 2 425 1 29,3 23,4 62,0 16,8 0 24,7 25,7 23,3 83,7 18,4 1,5 18,8 ‐1,0 ‐0,1 ‐3,6 3 425 2 18,9 16,4 82,5 11,5 0 18,9 21,6 18,9 78,0 13,4 1,9 19,3 ‐2,7 2,5 2,7 4 425 3 21,4 17,6 72,0 11,9 0 21,4 22,0 19,0 76,0 13,5 1,6 18,7 ‐0,6 1,4 0,6 5 425 4 22,6 17,6 64,2 11,6 0 22,6 22,1 19,0 75,6 13,5 1,9 18,5 0,5 1,4 ‐0,5 6 425 5 27,3 21,8 62,5 15,5 0 27,3 24,5 21,3 78,5 15,8 0,3 19,4 2,9 ‐0,4 ‐2,9 7 425 0 25,6 23,4 74,3 16,1 1 46,2 33,2 26,1 59,5 19,8 3,7 22,6 13,0 2,7 7,6 8 425 1 26,9 22,1 66,7 15,7 1 47,9 32,0 25,0 57,5 18,2 2,6 23,5 15,9 2,9 5,1 9 425 2 27,8 21,8 60,4 14,9 1 48,6 31,1 25,4 64,0 19,4 4,4 24,4 17,5 3,6 3,3 10 425 3 27,7 21,7 60,1 14,8 1 48,6 30,2 25,5 69,2 19,9 5,1 24,8 18,4 3,8 2,5 11 425 4 26,9 21,2 60,4 14,3 1 47,3 29,5 25,5 73,0 20,1 5,9 24,8 17,8 4,3 2,6 12 425 0 21,0 17,0 67,9 11,1 2 63,2 37,4 23,8 33,0 14,0 3,0 18,8 25,8 6,8 16,4 13 425 1 21,1 16,8 67,0 11,0 2 59,7 30,8 23,4 56,3 16,5 5,5 21,2 28,9 6,6 9,7 14 425 2 22,9 17,2 56,8 10,6 2 62,5 30,4 23,0 54,3 15,7 5,0 22,1 32,1 5,8 7,4 15 425 3 24,3 17,4 51,6 10,3 2 63,9 29,5 23,7 62,0 17,1 6,8 22,9 34,4 6,3 5,3 16 425 4 23,1 17,3 57,0 10,6 2 62,6 29,4 24,0 64,8 17,7 7,1 23,5 33,2 6,8 6,3 17 425 0 20,9 16,8 67,3 10,9 3 81,3 44,5 25,5 22,3 13,9 2,9 20,5 36,8 8,7 23,6 18 425 1 22,7 19,4 75,2 13,6 3 70,9 34,8 25,1 47,5 17,4 3,8 22,6 36,1 5,7 12,1 19 425 2 29,0 20,7 48,1 12,7 3 88,0 37,8 27,8 47,4 20,9 8,2 25,6 50,2 7,1 8,8 20 425 3 25,2 19,9 63,0 13,2 3 80,9 34,4 27,9 61,5 22,5 9,3 27,0 46,5 8,0 9,2 21 425 4 25,2 21,3 71,4 15,2 3 83,8 33,7 27,9 64,9 22,8 7,7 26,1 50,1 6,6 8,5 22 425 0 17,0 13,6 69,8 8,8 4 77,8 40,1 22,5 22,0 11,1 2,3 19,0 37,7 8,9 23,1 23 425 1 24,9 21,1 71,7 15,1 4 86,6 40,8 28,5 40,8 21,0 5,9 26,2 45,8 7,4 15,8 24 425 2 18,4 14,2 64,5 8,9 4 80,0 26,6 22,4 70,4 16,2 7,3 21,0 53,4 8,2 8,2 25 425 3 18,8 14,4 63,0 8,9 4 80,0 23,0 22,8 98,3 18,4 9,5 22,0 57,0 8,4 4,2 26 425 4 19,0 14,4 61,6 8,9 4 80,0 23,2 22,9 97,7 18,5 9,6 22,0 56,8 8,5 4,2 27 525 0 18,0 17,8 97,7 13,3 0 18,0 20,0 18,2 84,9 13,2 ‐0,2 18,0 ‐2,0 0,4 2,0
Continua
97
Continuação Portador Entrada Aquecedores Portador Saída Diferenças de Temperatura
Fo‐lha
Alt.da cha‐miné mm
n.º bicos
TBS ent.. (ºC)
TBU ent.. (ºC)
Φ (%)
ω (g/kg)
n.º oC TBS saída oC
TBU saída oC
Φ (%) ω (g/kg)
Varia‐ção w
(g/kg)
Tempágua ºC TAq–Tbs
oC Tbue – Tbus
oC Tbse–Tbss
oC
28 525 1 19,2 17,4 84,0 12,4 0 19,2 21,0 18,4 78,6 12,9 0,5 18,0 ‐1,8 1,0 1,8 29 525 2 30,4 23,4 56,8 16,5 0 30,4 27,7 24,0 75,5 18,7 2,2 23,0 2,7 0,6 ‐2,7 30 525 3 21,6 20,7 92,8 15,9 0 21,6 24,6 22,0 80,5 16,7 0,8 21,6 ‐3,1 1,4 3,1 32 525 0 19,5 18,1 87,5 13,1 1 41,8 29,0 21,7 53,3 14,2 1,1 18,6 12,8 3,6 9,5 33 525 1 18,8 18,0 92,4 13,3 1 40,0 27,4 21,6 60,8 14,7 1,5 19,8 12,6 3,6 8,6 34 525 2 19,1 18,2 92,2 13,5 1 41,0 26,8 22,1 67,1 15,7 2,2 20,9 14,2 3,8 7,7 35 525 3 20,2 18,4 84,1 13,2 1 41,6 26,6 22,5 71,1 16,4 3,3 21,8 15,0 4,2 6,4 36 525 4 21,4 18,6 77,0 13,0 1 43,3 26,9 22,9 71,9 16,9 3,9 22,0 16,4 4,3 5,5 37 525 0 16,8 16,0 92,4 11,6 2 58,0 33,6 22,4 38,9 13,4 1,8 17,5 24,4 6,5 16,8 38 525 1 17,2 16,3 91,0 11,8 2 58,8 30,8 22,3 48,8 14,4 2,5 19,4 28,0 6,0 13,6 39 525 2 17,2 16,0 88,8 11,5 2 58,8 29,0 22,7 58,7 15,8 4,3 21,5 29,8 6,7 11,8 40 525 3 16,5 15,5 90,8 11,2 2 57,9 28,0 23,1 66,6 16,7 5,5 22,5 29,9 7,6 11,5 41 525 4 15,8 15,1 93,7 11,0 2 54,6 27,1 23,2 72,2 17,3 6,2 23,0 27,5 8,0 11,3 42 525 0 12,8 11,2 84,1 8,1 3 74,0 36,9 22,0 27,7 11,4 3,3 16,1 37,1 10,8 24,1 43 525 1 13,9 11,7 78,0 8,1 3 75,2 33,2 21,8 37,3 12,5 4,4 18,9 42,0 10,1 19,3 44 525 2 15,8 12,7 70,6 8,3 3 76,0 30,7 22,5 50,1 14,6 6,3 21,4 45,3 9,8 14,9 45 525 3 16,8 13,2 67,0 8,4 3 75,8 29,4 23,3 60,6 16,5 8,1 22,4 46,4 10,1 12,6 46 525 4 17,7 13,1 60,3 8,0 3 78,0 30,0 23,8 60,4 17,0 9,0 23,5 48,0 10,7 12,3 47 525 0 17,8 16,5 88,3 11,8 4 76,6 39,9 25,2 31,2 15,2 3,4 19,5 36,7 8,7 22,1 48 525 1 24,0 18,4 58,8 11,6 4 87,4 39,2 25,8 35,2 16,6 5,0 22,0 48,2 7,4 15,2 49 525 2 24,4 18,1 55,5 11,1 4 88,8 35,9 26,2 47,4 18,7 7,6 24,0 52,9 8,1 11,5 50 525 3 24,4 18,0 55,0 11,0 4 89,8 34,2 26,8 57,0 20,5 9,5 25,4 55,6 8,8 9,8 51 525 4 24,4 18,4 57,5 11,6 4 88,8 34,0 27,2 59,7 21,3 9,8 26,5 54,8 8,7 9,6 52 625 0 21,0 18,0 74,9 12,3 0 21,0 23,2 18,9 67,4 12,7 0,4 23,0 ‐2,2 1,0 2,2 53 625 1 21,4 18,0 72,7 12,2 0 21,4 23,9 20,2 71,8 14,1 1,9 22,4 ‐2,5 2,2 2,5 54 625 2 22,2 18,3 69,7 12,3 0 22,2 24,0 20,4 73,1 14,5 2,2 21,3 ‐1,8 2,1 1,8
Continua
98
Continuação Portador Entrada Aquecedores Portador Saída Diferenças de Temperatura
Fo‐lha
Alt.da cha‐miné mm
n.º bicos
TBS ent.. oC)
TBU ent.. oC
Φ (%)
ω (g/kg)
n.º T oC
TBS saída oC
TBU saída oC
Φ (%) ω (g/kg)
Varia‐ção w
(g/kg)
TempáguaoC TAq–Tbs
Tbue – Tbus
oC Tbse–Tbss
oC
55 625 3 22,7 18,4 67,1 12,2 0 22,7 24,0 20,3 72,2 14,3 2,1 20,4 ‐1,3 1,9 1,3 56 625 4 23,3 18,7 68,9 12,6 0 23,3 23,7 20,2 73,7 14,3 1,7 20,0 ‐0,4 1,6 0,4 57 625 0 14,4 12,3 79,1 8,5 1 35,0 23,3 16,6 51,5 9,7 1,2 16,0 11,7 4,3 8,9 58 625 1 21,2 18,3 76,2 12,7 1 42,0 29,0 22,4 57,4 15,3 2,6 21,6 13,0 4,1 7,8 59 625 2 22,0 18,5 72,2 12,6 1 44,0 28,0 22,4 62,5 15,7 3,1 21,5 16,0 3,9 6,0 60 625 3 23,0 18,7 66,9 12,5 1 44,0 27,2 22,2 65,6 15,7 3,2 21,0 16,8 3,5 4,2 61 625 4 23,5 18,5 62,6 12,0 1 44,2 23,7 20,2 68,3 15,3 3,3 20,0 20,5 1,8 0,2 62 625 0 14,8 12,6 78,2 8,7 2 55,4 30,5 19,7 30,5 19,7 37,3 10,7 24,9 7,1 15,7 63 625 1 15,4 13,0 77,2 8,9 2 55,6 28,1 20,0 48,3 12,1 3,2 17,8 27,5 7,0 12,7 64 625 2 17,0 14,0 72,9 9,3 2 57,2 27,0 20,7 57,6 13,6 4,3 19,5 30,2 6,7 10,0 65 625 3 17,4 14,2 71,8 9,4 2 56,8 26,3 21,0 63,3 14,3 5,0 20,0 30,5 6,8 8,9 66 625 4 17,9 14,5 70,5 9,4 2 57,4 26,5 21,5 65,0 14,9 5,5 21,0 30,9 7,0 8,6 67 625 0 18,6 15,1 69,9 9,9 3 77,6 40,5 24,6 27,7 13,8 3,9 21,3 37,1 9,4 21,9 68 625 1 18,7 15,0 68,2 9,7 3 78,2 35,8 24,4 39,8 15,5 5,9 22,5 42,4 9,4 17,1 69 625 2 18,8 15,2 68,7 9,8 3 79,2 33,0 24,4 50,3 16,9 7,0 23,2 46,2 9,3 14,2 70 625 3 18,4 15,0 70,0 9,7 3 78,6 31,0 24,6 60,0 18,0 8,3 24,0 47,6 9,6 12,6 71 625 4 18,5 15,1 70,7 9,9 3 77,2 31,0 24,8 61,1 18,3 8,4 24,0 46,2 9,7 12,5 72 625 0 14,0 13,5 94,3 9,9 4 95,8 44,4 25,7 23,1 14,3 4,4 17,1 51,4 12,2 30,4 73 625 1 14,2 13,5 93,1 9,8 4 94,4 36,7 24,3 36,6 15,0 5,2 20,5 57,7 10,8 22,5 74 625 2 14,3 13,8 94,7 10,1 4 93,8 32,8 24,4 50,9 16,9 6,8 22,1 61,0 10,7 18,5 75 625 3 14,2 13,8 95,5 10,2 4 94,4 31,7 25,4 61,0 19,1 8,9 24,3 62,7 11,6 17,5 76 625 4 14,0 13,8 97,1 10,2 4 94,6 31,9 26,1 63,8 20,2 10,0 25,4 62,7 12,3 17,9
99
O projeto fatorial three‐way permitiu estimar a significância dos efeitos
principais e das interações de dois fatores. A ANOVA para este planejamento
para o modelo proposto estão apresentadas como Tabelas 7 e 8. Já a
estatística descritiva da análise está na Tabela 9.
Tabela 7 ‐ Análise de variância do projeto fatorial three‐way, mostrando a significância dos efeitos principais, das interações de dois fatores e o erro basedo no resíduo
Fonte de variação G.L. Soma de Quadrados
Média de desvios quad.
Valor de F
Valor de p
Efeitos principais
Chaminé 2 63,81 31,91 9,71 0,00051
Aquecedores 4 28269,34 7067,34 2149,97 0,00000
Bicos 4 688,16 172,04 52,34 0,00000
Interações de dois fatores
Chaminé×Aquecedores 8 258,20 32,28 9,82 0,00000
Chaminé×Bicos 8 22,56 2,82 0,86 0,56095
Aquecedores×Bicos 16 336,22 21,01 6,39 0,00000
Erro 32 105,19 3,29
Total 74 29743,48
Tabela 8 ‐ Análise de variância para o modelo proposto
Soma de Quadrados
G.L. Média de desvios quad.
Valor de F
Valor de p
Modelo 29638,29 42 705,67 214,67 0,00000
Erro residual
105,19 32 3,29
R2=0,996 e 9920R2aj ,=
100
Nota‐se pela análise de variância que os efeitos principais e as interações,
Chaminé×Aquecedores e Aquecedores ×Bicos, são todos importantes a um
nível de significância α=0,05. Apenas a interação Chaminé×Bicos não
apresentou significância, pois p>>>0,05.
A importância dos parâmetros citados anteriormente, bem como, o ajuste dos
dados ao modelo proposto (F=215) foi, também, indicada pelo coeficiente de
determinação ajustado para os graus de liberdade, com os quais o erro foi
estimado, R2=0,992. Este resultado foi corroborado pelas Figuras 64(a) e 64(b),
respectivamente os resíduos expressos em papel de probabilidade normal
(valores se ajustam a uma reta) e os valores preditos em função dos valores
observados (valores tendem a uma reta de 45O).
(a) Resíduos em papel de proba‐ lidade normal
(c) Valores preditos em função dos valores observados
Figura 64 Diagramas com testes de adequação do modelo testado
101
Tabela 9 ‐ Estatística descritiva obtida com a análise de variância do planejamento fatorial three‐way, levando em conta os efeitos principais e as interações de dois fatores, para a altura da chaminé, aquecedores e bicos
Intervalo de confiança Nível Nível
No
Obs Média
Desvio
Padrão Erro Padrão 95%
Total 75 28,06 20,05 2,32 23,45 32,67
Chaminé 1 25 28,13 19,50 3,90 20,09 36,18
Chaminé 2 25 26,90 19,46 3,890 18,86 34,93
Chaminé 3 25 29,15 21,86 4,38 20,13 38,18
Aquecedores 1 15 ‐1,17 1,46 0,38 ‐1,98 ‐0,36
Aquecedores 2 15 15,44 2,54 0,68 14,04 16,85
Aquecedores 3 15 29,20 2,91 0,75 27,59 30,85
Aquecedores 4 15 43,87 4,96 1,28 41,12 46,61
Aquecedores 5 15 52,96 7,98 2,06 48,54 57,38
Bicos 1 15 22,99 16,79 4,33 13,70 32,29
Bicos 2 15 26,19 19,45 5,02 15,42 36,96
Bicos 3 15 29,80 21,33 5,51 17,92 41,616
Continua
102
Continuação
Intervalo de confiança Nível Nível
No Obs
Média DesvioPadrão
Erro Padrão 95%
Bicos 4 15 30,39 22,15 5,72 18,12 42,65
Bicos 5 15 30,93 21,67 5,60 18,93 42,94
Chaminé×Aquecedores 1 1 5 ‐0,82 1,19 0,53 ‐2,29 0,654
Chaminé×Aquecedores 1 2 5 16,52 2,17 0,97 13,82 19,22
Chaminé×Aquecedores 1 3 5 30,88 3,50 1,57 26,53 35,23
Chaminé×Aquecedores 1 4 5 43,94 7,00 3,13 35,24 52,64
Chaminé×Aquecedores 1 5 5 50,14 8,30 3,71 39,83 60,45
Chaminé×Aquecedores 2 1 5 ‐1,04 2,22 0,99 ‐3,80 1,72
Chaminé×Aquecedores 2 2 5 14,20 1,58 0,71 12,24 16,162
Chaminé×Aquecedores 2 3 5 27,92 2,24 1,00 25,14 30,70
Chaminé×Aquecedores 2 4 5 43,76 4,32 1,93 38,39 49,13
Chaminé×Aquecedores 2 5 5 49,64 7,78 3,48 39,98 59,30
Chaminé×Aquecedores 3 1 5 ‐1,64 0,83 0,37 ‐2,67 ‐0,61
Chaminé×Aquecedores 3 2 5 15,60 3,45 1,54 11,32 19,88
Continua
103
Continuação
Intervalo de confiança Nível Nível
No
Obs Média
Desvio
Padrão Erro Padrão 95%
Chaminé×Aquecedores 3 3 5 28,80 2,56 1,14 25,63 31,98
Chaminé×Aquecedores 3 4 5 43,90 4,26 1,91 38,60 49,20
Chaminé×Aquecedores 3 5 5 59,10 4,76 2,13 53,18 65,010
Chaminé×Bicos 1 1 5 22,60 16,25 7,27 2,42 42,78
Chaminé×Bicos 1 2 5 25,14 18,23 8,15 2,50 47,78
Chaminé×Bicos 1 3 5 30,10 23,37 10,45 1,08 59,12
Chaminé×Bicos 1 4 5 31,14 22,83 10,21 2,79 59,49
Chaminé×Bicos 1 5 5 31,68 23,12 10,34 2,98 60,38
Chaminé×Bicos 2 1 5 21,80 16,66 7,454 1,11 42,49
Chaminé×Bicos 2 2 5 25,80 20,65 9,234 0,16 51,44
Chaminé×Bicos 2 3 5 28,98 20,91 9,35 3,02 54,94
Chaminé×Bicos 2 4 5 28,76 23,65 10,58 ‐0,60 58,12
Chaminé×Bicos 2 5 5 29,14 22,84 10,22 0,77 57,51
Chaminé×Bicos 3 1 5 24,58 20,97 9,38 ‐1,46 50,62
Continua
104
Continuação
Intervalo de confiança Nível Nível
No
Obs Média
Desvio
Padrão Erro Padrão 95%
Chaminé×Bicos 3 2 5 27,62 23,69 10,60 ‐1,79 57,03
Chaminé×Bicos 3 3 5 30,32 24,65 11,02 ‐0,28 60,93
Chaminé×Bicos 3 4 5 31,26 25,13 11,24 0,06 62,46
Chaminé×Bicos 3 5 5 31,98 24,12 10,79 2,03 61,93
Aquecedores×Bicos 1 1 3 ‐1,50 1,04 0,60 ‐4,09 1,094
Aquecedores×Bicos 1 2 3 ‐1,77 0,75 0,43 ‐3,63 0,098
Aquecedores×Bicos 1 3 3 ‐0,60 2,89 1,67 ‐7,79 6,59
Aquecedores×Bicos 1 4 3 ‐1,67 1,29 0,74 ‐4,87 1,54
Aquecedores×Bicos 1 5 3 ‐0,30 0,76 0,44 ‐2,18 1,58
Aquecedores×Bicos 2 1 3 12,50 0,70 0,40 10,76 14,24
Aquecedores×Bicos 2 2 3 13,83 1,80 1,04 9,36 18,31
Aquecedores×Bicos 2 3 3 15,90 1,65 0,95 11,80 20,01
Aquecedores×Bicos 2 4 3 16,73 1,70 0,98 12,51 20,96
Aquecedores×Bicos 2 5 3 18,23 2,08 1,20 13,06 23,41
Continua
105
Continuação
Intervalo de confiança Nível Nível
No
Obs Média
Desvio
Padrão Erro Padrão 95%
Aquecedores×Bicos 3 1 3 25,03 0,71 0,41 23,27 26,80
Aquecedores×Bicos 3 2 3 28,13 0,71 0,41 26,37 29,90
Aquecedores×Bicos 3 3 3 30,70 1,23 0,7 27,65 33,75
Aquecedores×Bicos 3 4 3 31,60 2,44 1,41 25,53 37,67
Aquecedores×Bicos 3 5 3 30,53 2,87 1,6 23,41 37,66
Aquecedores×Bicos 4 1 3 37,00 0,17 0,10 36,57 37,436
Aquecedores×Bicos 4 2 3 40,17 3,53 2,04 31,40 48,93
Aquecedores×Bicos 4 3 3 47,23 2,61 1,51 40,75 53,713
Aquecedores×Bicos 4 4 3 46,83 0,67 0,38 45,18 48,49
Aquecedores×Bicos 4 5 3 48,10 1,95 1,13 43,25 52,95
Aquecedores×Bicos 5 1 3 41,93 8,2144 4,74 21,53 62,34
Aquecedores×Bicos 5 2 3 50,57 6,294 3,63 34,93 66,20
Aquecedores×Bicos 5 3 3 55,77 4,544 2,62 44,49 67,04
Aquecedores×Bicos 5 4 3 58,43 3,7622 2,17 49,09 67,78
Aquecedores×Bicos 5 5 3 58,10 4,12 2,37 47,90 68,30,
106
Com base na estatística descritiva foram construídas as Figuras de 65 a 69. Com
as figuras vê‐se que os desvios maiores são atribuídos à variável altura da
chaminé seguida dos bicos injetores e da temperatura de aquecimento. No caso
das interações vê‐se que os desvios em decorrência altura da chaminé volta a
ficar evidente na Figura 70(b).
Por outro lado, vê‐se que as melhores condições operacionais indicadas pela
análise é uso de quatro aquecedores e altura da chaminé na posição 3 (que
corresponde a altura 625 mm), como indicado na Figura 68(a) e 68(b). Quanto
ao número de bicos, vê‐se pela Figura 69(a) e 69(b) que a melhor configuração é
com quatro bicos ligados (maior vazão de água). Nessas condições o
equipamento oferece a mais elevada diferença de temperatura. O uso de quatro
bicos mostrou‐se melhor, uma vez que apresentou maior redução da
temperatura do ar na saída. Os dados também definiram que os testes, visando
a eficiência de coleta, deveriam ser realizados nas melhores condições de
operação definidas neste planejamento.
Figura 65 Efeito da altura da chaminé na diferença de temperatura,
(Taquec –Tsaída)
107
Figura 66 Efeito do número de aquecedores ligados na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída)
Figura 67 Efeito do número de bicos ligados na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída)
108
Interação Chaminé×Aquecedores (a) (Taquec –Tsaída) em função da altura da chaminé, tendo como parâmetro observado o número de aquecedores ligados
Interação Chaminé×Aquecedores (b) (Taquec –Tsaída) em função do no de aquecedores, tendo como parâmetro observado a altura da Chaminé
Figura 68 Efeito da interação Chaminé×Aquecedor na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída)
Interação Aquecedores×Bicos
(a) (Taquec –Tsaída) em função do no de aquecedores, tendo como parâmetro observado o número de bicos ligados.
Interação Aquecedores×Bicos
(b) (Taquec –Tsaída) em função do no bicos ligados, tendo como parâmetro observado o no de aquecedores.
Figura 69 Efeito da interação Aquecedores×Bicos na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída)
109
4.1.2 Estimativa do consumo de energia do ciclone úmido
operando nas melhores condições
A estimativa do consumo de energia do ciclone foi feita a partir dos
experimentos apresentados na Tabela 10, utilizando os valores médios dos
parâmetros monitorados durante os ensaios. Os valores obtidos são orientativos.
Durante a realização dos testes, as leituras foram feitas com intervalo de meia
hora, no mesmo dia. A temperatura da água do selo não sofreu alteração
perceptível durante duas horas e meia de ensaios e ofereceu uma redução de
temperatura sensível do portador, por causa da evaporação da água injetada no
ciclone. Apesar da quantidade de água injetada não houve saturação do gás
portador, porque o exaustor (montado no duto de saída do gás) aquece o gás
tornando‐o insaturado. Com auxílio dos dados da tabela fez‐se a seguinte
estimativa:
(a) o incremento de umidade absoluta é de 10,0 gramas por quilograma
de ar;
(b) a massa de ar é de 1289×1,1 = 1417,9 kg de ar por hora;
(c) a quantidade de água evaporada no ar é 1417,9x10,0 = 14179,0 g de
água por hora;
(d) a quantidade de calor necessária para evaporação é de
14,18×540kcal/kg = 7656,6 kcal/h que corresponde a 6,5847 kWh/h;
110
(e) este calor é obtido do aquecimento do ventilador e da bomba de água.
A energia consumida pelo ventilador é de 3,2kWh/h. Esta energia é
necessária para energia de deslocamento e de perdas de aquecimento;
(f) a perda de calor para ar é de 20 a 30 % da energia consumida, isto é
0,8kWh/h (688 kcal/h);
(g) a energia consumida pela bomba de água é de 4,2kWh/h. Esta energia
é necessária para energia de deslocamento e de perdas por
aquecimento;
(h) a perda de calor para água é de 12 a 16 % de energia consumida, isto
é 0,572 kWh/h (470 kcal);
(i) a soma de calor corresponde 1,370kWh/h, sendo que para evaporação
é de 1178,2 kcal, a diferença é retirada de calor do portador
6478,0kcal sem provocar aquecimento perceptível de água;
(j) os valores apresentados são orientativos. Mas pode‐se considerar que
esta condição é real;
(k) ‐não se levou em considerações as perdas de calor entre o corpo do
lavador e ambiente.
111
Tabela 10 ‐ Resultados obtidos nas melhores condições de operação do ciclone com selo úmido. Condições dos
ensaios: injeção de água com quatro bicos instalados e em funcionamento no corpo do ciclone, quatro aquecedores ligados e altura da chaminé 625 mm
Portador entrada Aquec Portador saída
NO ∆p placa (mmH2O)
Vazão (m3/h)
∆p ciclone
(mm H2O)TBS (oC)
TBU (oC)
φ (%)
ω (g/kg)
TBS (oC)
TBS (oC)
TBU (oC)
φ (%)
ω (g/kg)
∆ ω (g/kg)
Temp água (oC)
1 195 1289 150 14,0 13,6 95,9 10,0 95,0 32,0 25,8 61,8 19,7 9,7 25,5 2 195 1289 150 14,2 13,8 95,9 10,2 95,0 31,5 26,0 65,4 20,2 10,0 25,5 3 195 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 94,0 32,0 26,2 63,9 20,4 10,1 25,5 4 195 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 93,0 32,0 26,2 63,9 20,4 10,1 25,5 5 195 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 96,0 32,0 26,2 63,9 20,4 10,1 25,5 M 195 1289 150 14,0 13,8 97,1 10,2 94,6 31,9 26,1 63,8 20,2 10,0 25,5
112
4.1.3 Comparação do consumo energético entre ciclones
A Tabela 12 apresenta o consumo energético de vários equipamentos de
lavagem de gás, com características especificadas na própria tabela, entre os
quais foi introduzida a estimativa feita no ciclone objeto de estudo deste
trabalho.
O menor consumo da potência elétrica do exaustor é provocada pela menor
perda de carga do portador no ciclone. Esta operação é provocada pela injeção
de água contra força centrífuga do portador eliminando assim a resistência do
mesmo na parede do ciclone.
A pressão da água injetada depende da velocidade do portador no corpo do
ciclone. É importante lembrar que o jato de água não deve alcançar a o duto de
saída. Essa regulagem é definida pela quantidade de água arrastada na saída.
Embora o ciclone lavador, objeto de estudo desse trabalho, apresente um
consumo de potência levemente superior aos lavadores de transbordo, porque
nestes últimos o consumo de energia é apenas para a reposição da água no
corpo do lavador.
113
Tabela 11 ‐ Apresentação comparativo das características de alguns lavadores de gases para 1000 m3/h com bombas de água para deslocamento de água
η dp>1µm ∆p Consumo de água
Consumo de energia eletrica
Investimento Tipo de Separador Característica
% Pa L/m3 kWh kR$
Característica e aplicação
sem enchimento 50‐80 100‐300 Até 6 7,5 60,0
resfriadores para separação inicial, construção pesada Lavador de
torre com enchimento 80‐95 100‐1000 1‐20 8,5 75,0
resfriadores para separação inicial, construção pesada
de colisão 90‐98 1500‐3000 0,2‐0,5 5,0 80,0
de espuma 90‐95 1400‐2000 0,3‐1,0 5,5 60,0
para particulado de materiais triturados mecanicamente com fácil umidificação
Lavadores de
transbordo
transbordo 95‐98 1300‐2000 0,05‐0,1 6,0 55,0 para particulado de difícil umidificação e de alta segurança do trabalho.
Lavadores rotativos
95‐98,5 2500‐4000 0,5‐0,3 9,0‐13,0 65,0
construção complicada, elevado consumo de água, usado em todos os tipos de particulado
Ciclone úmido
90‐98 500‐1000 0,5‐1,4 6,5 42,0 para particulado de fácil umidificação, maior consumo de água
Continua
114
Continuação
η dp>1µm ∆p Consumo de água
Consumo de energia eletrica
Investimento Tipo de Separador Característica
% Pa L/m3 kWh kR$
Característica e aplicação
Ciclone com movimenta‐ção de água
90‐98 1000‐2500 0,01‐0,05 8,2 50,0 pequeno consumo de água, usado para dp>1µm
de elevada velocidade >98,5 5000‐20000 0,5‐1,5 8,0 60,0
Lavadores Venturi de baixa
velocidade 90‐98 1000‐3000 0,02‐0,5 7,0 47,0
para particulado de difícil umidificação dp<1µm, construção compacta. Consome mais energia com dp>1µm. Baixo consumo de água
Ciclone lavador
(desenvolvido neste trabalho)
De elevada velocidade e reciclo de agua
95‐98 800‐1350 0,2 6,2 42,0
para particulado de <1 µm, construção compacta, maior consumo de energia. para particulado >1 µm, baixo consumo de água
115
4.2 Resultados dos ensaios da segunda fase (determinação da
eficiência de coleta)
O ciclone lavador tipo americano aqui estudado (Um misto de ciclone simples
com lavador) apresentou eficiências de 95,2 a 98,8% (média 97.1%), com
partículas de diâmetro médio em torno de 7,48 μm, isto é, cerca de 10 vezes
menores (ver Tabela 12) e Figura 70. Estes resultados mostram também que a
eficiência de coleta neste lavador é independente da concentração inicial.
Por outro lado, sabe‐se que a eficiência dos ciclones secos simples pode ser vista
na carta de Sylvan, Figura 71, no canto direito inferior. Estes ciclones são
caracterizados por possuir relação altura e diâmetro do costado quase unitária.
Estes ciclones separam partículas a partir de 10 μm. Porém, com partículas entre
10 e 40μm, sua eficiência não ultrapassa a 70%. Somente a partir de partículas
com mais de 100 μm é que se pode obter eficiências em torna de 98%. Ainda na
Figura 71 foi ilustrado com o círculo a condição obtida no ciclone estudado neste
trabalho.
Grande parte da melhoria dessa eficiência deve‐se a:
• o ciclone lavador processa a separação em duas direções, ascendente e
descendente;
• como a água é injetada no fluxo contra a força centrífuga, a gotícula de
água permanece dentro do fluxo mais tempo, acarretando maior
probabilidade de retenção da partícula,
116
• a injeção de água dentro do ciclone introduz gotículas dentro do fluxo do
portador provocando uma mistura mais homogênea entre o portador e as
gotículas de água.
117
Tabela 12 ‐ Eficiências obtidas para o ciclone lavador operando nas melhores condições com de partículas em torno de 7μm Portador Entrada Aque Portador Saída Vazão
# Filtro Ident.
Δp placa(mm ca)
Vazão (m3/s)
Δp cicl.(mm ca)
TBS(oC)
TBU(oC)
Ø (%)
ω (g/kg)
TBS(oC)
TBS(oC)
TBU (oC)
Ø (%)
ω (g/kg)
Δω (g/kg)
N. debicos
T. água (oC)
Água (m3/h)
Δp fluido mca
Efic. (%)
1 28 190 0,353 150 30,8 22,8 51,08 15,1 94,8 39,0 31,5 59,5 28,3 13,2 4 31,5 7,5 0,3 96,9
2 29 190 0,353 150 32,2 22,8 45,6 14,6 98,0 39,0 31,4 59,0 28,0 13,4 4 31,5 7,5 0,3 97,3
3 2A 190 0,353 150 31,8 21,6 41,4 12,9 98,0 39,0 31,0 57,2 27,0 14,1 4 31,0 7,5 0,3 97,6
4 4A 190 0,353 150 29,6 21,8 51,3 14,1 97,2 38,0 30,4 58,4 26,1 12,0 4 30,0 7,5 1,4 97,7
5 5 190 0,353 150 19,2 15,8 71,2 10,4 82,0 32,0 25,8 61,8 19,7 9,3 4 26,0 7,5 0,6 96,1
6 10A 190 0,353 145 23,6 20,6 76,9 14,9 89,0 36,0 29,6 63,1 25,3 10,4 4 30,0 7,5 0,3 96,2
7 3 190 0,353 145 21,8 20,8 91,7 15,9 84,0 34,0 28,4 66,2 23,7 7,8 4 27,0 7,5 0,3 97,7
8 11 190 0,353 145 22,0 20,6 88,5 15,5 82,0 31,0 25,4 64,5 19,4 3,9 4 24,0 7,5 0,3 97,1
9 10 190 0,353 145 22,8 20,2 79,5 14,6 88,0 35,0 29,4 66,7 25,3 10,7 4 29,0 7,5 0,3 98,8
10 5A 190 0,353 150 20,7 16,9 69,2 11,15 84,0 32,5 26,9 65,4 21,45 10,3 4 27,0 7,5 0,85 98,7
11 11A 190 0,353 150 18,0 15,4 76,9 10,5 78,0 28,0 24,4 74,9 18,9 8,4 4 21,0 7,5 0,6 95,2
12 9 190 0,353 150 20,2 16,4 68,8 10,7 82,0 32,5 26,4 62,6 20,5 9,8 4 26,0 7,5 0,6 96,7
13 8 195 0,358 150 30,2 19,9 39,3 11,1 95,3 35,1 26,5 51,7 19,6 8,5 4 25,8 7,5 1,4 96,7
14 9A 195 0,358 150 30,6 19,8 37,35 10,8 96,5 36,6 28,3 54,2 22,4 11,5 4 28,0 7,5 1,4 97,4
15 24 195 0,358 150 22,0 17,4 64,32 11,18 86,6 33,5 27,1 61,76 21,44 10,3 4 27,0 7,5 0,6 97,5
16 25 195 0,358 150 20,8 16,4 64,78 10,48 84,0 32,9 26,6 61,58 20,66 10,2 4 26,2 7,5 0,3 95,3
118
Figura 70. Efeito da concentração de particulado na eficiência de coleta no ciclone lavador objeto de estudo deste trabalho
119
Figura 71 Carta de Sylvan apresentando níveis de concentração e tamanho
das partículas, para a maioria dos equipamentos de separação disponíveis. Fonte: (INDUSTRIAL VENTILATION, 1998)
120
4.3 Perspectivas específicas do ciclone lavador
De acordo com a opinião do autor pode‐se melhorar ainda mais a eficiência
deste ciclone para partículas menores do que 7 μm, e até mesmo, obter‐se
purificação do nível de bactérias (<1 μm). Para este fim o equipamento merece
estudos adicionais, visando especialmente fluxo de água e sua pulverização,
introdução de água no corpo, posicionamento dos bicos injetores, variação de
pressão e de velocidade.
Este ciclone mostrou as informações necessárias para a adequação de seus
elementos ao consumo mínimo de energia elétrica, o que o torna mais rentável.
Apesar de compacto, esse equipamento exerce várias funções, tais como:
umidificação, resfriamento, retenção de partículas, tratamento bioquímico da
água, resfriamento abaixo da temperatura ambiente (ar condicionado).
O referido equipamento pode ser montado sobre uma carreta, dispensa a
necessidade de ambiente fechado, conferindo ao mesmo uma característica de
mobilidade, o que é muito útil para deslocamentos, dentro ou fora do ambiente
fabril, eliminando instalações fixas nas várias necessidades.
121
Capítulo 5
Conclusões
Com base nos resultados obtidos neste protótipo, pode‐se verificar que ele já
atingiu os objetivos econômicos e técnicos de purificação, a saber:
Econômicos (estimativa do autor):
• custo baixo de investimento: R$42 000,00);
• custo de operação: R$0,10/m3 de aerossol purificado;
• custo de manutenção: 10% do valor de investimento por ano (vida útil do
equipamento).
Técnico (observado no equipamento):
• permite a purificação de portador com partículas com diâmetro médio de
7,48 μm, com eficiência média de 97.1%, independentemente da
concentração inicial de poluente;
• a operação dispensa profissionais especializados.
122
Capítulo 6
Referências bibliográficas
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