análise de caldeiras

Universidade Estadual de CampinasUNICAMP

Faculdade de Engenharia MecânicaDepartamento de Engenharia Térmica e de Fluidos

IM351-Tecnologia da Combustão

Conteúdo do 3° Capítulo

3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão. __________________________13.1 Cálculo da Quantidade Teórica de Ar Necessária Para a Combustão _____________________1

3.2 Coeficiente de Excesso de Ar - Análise de Gases e Expressões Para a Determinação do Excessode Ar_______________________________________________________________________________4

3.2.1 Determinação do Coeficiente de Excesso de Ar (α) _________________________________________ 53.2.2 Equações Fundamentais da Combustão___________________________________________________ 53.2.3 Equações Para o Cálculo de α__________________________________________________________ 6

3.2.3.1 Fórmula Por Carbono ______________________________________________________________ 63.2.3.2 Fórmula Por Oxigênio _____________________________________________________________ 7

3.2.4 Verificação de Erros nas Medições ______________________________________________________ 8

3.3 Analisadores de Gases ____________________________________________________________93.3.1 Aspectos a Serem Considerados Durante a Análise de Gases Utilizando-se o ORSAT _____________ 113.3.2 Analisadores de Gases FYRITE e BACHARACH _________________________________________ 113.3.3 Analisadores Contínuos______________________________________________________________ 12

3.4 Cálculo do Volume dos Produtos da Combustão _____________________________________123.4.1 Volume de Gases Triatômicos (VRO2 = VCO2 - VSO2)________________________________________ 123.4.2 Volume Teórico de Nitrogênio ________________________________________________________ 133.4.3 Volume Teórico de Vapores de Água nos Gases (Vo

H2O) ____________________________________ 13

3.5 Determinação da Entalpia dos Gases dos Produtos da Combustão ______________________15

3.6 Exemplo de Cálculo _____________________________________________________________16

3.7 Eficiência e Balanço Térmico _____________________________________________________19

3.8 Balanço Térmico e Perdas de Calor ________________________________________________21

3.9 Cálculo das Perdas de Calor ______________________________________________________233.9.1 Perdas com Gases de Escape (q2) ______________________________________________________ 233.9.2 Perdas Por Combustão Química Incompleta (q3) __________________________________________ 233.9.3 Perdas Por Combustão Mecânica Incompleta (qf)__________________________________________ 243.9.4 Perdas de Calor Para o Ambiente (q5)___________________________________________________ 253.9.5 Perdas com o Calor das Escórias e das Cinzas (q6)_________________________________________ 263.9.6 Cálculo do Consumo de Combustível ___________________________________________________ 273.9.7 Equação de Balanço de Energia _______________________________________________________ 27

3.10 Metodologia e Instrumentação Para Avaliação de Caldeiras _________________________28

3.10.1 Classificação dos Testes em Caldeiras __________________________________________________ 283.10.2 Recomendações Para a Avaliação de Caldeiras ___________________________________________ 293.10.3 Seqüência de Elaboração dos Dados de um Teste de Balanço em Caldeiras Para Biomassa (CombustívelSólido em Geral) __________________________________________________________________________ 303.10.4 Instrumentação Específica Para Testes em Caldeiras _______________________________________ 323.10.5 Pesquisa do Processo de Combustão em Fornalhas de Caldeiras a Bagaço ______________________ 34

3.11 Exemplo de Resultados de Avaliação de Caldeiras Industriais________________________36

3.12 Referências __________________________________________________________________43

Tecnologia da Combustão Cap. 3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão

LPC (Comb-Cap3.doc) - Jul/2002 Página 3.1

3 Balanço de Massa e Energia nos Processos deCombustão.

Electo Silva LoraJúlio F. Happ

O balanço de massa e energia nos processos de combustão é o primeiropasso para proceder-se ao dimensionamento ou a avaliação de eficiência deuma fornalha.

3.1 Cálculo da Quantidade Teórica de Ar Necessária Para aCombustão

A reação de combustão de um dado combustível com o ar atmosférico podeser esquematizada da seguinte maneira.

(VCO2 + VSO2 + VH2O) (VN2 + VO2 + Vva) (VCO + VH2 + VCH4)Combustível + Va = 1 + 2 + 3

Onde Va corresponde ao volume de ar fornecido e cada parêntesiscorresponde respectivamente a:

(1) Produtos da oxidação completa (CO2, SO2 H2O). Durante a combustão debiomassa, o teor de SO2 é muito inferior ao teor de CO2, portanteassume-se que o volume dos gases triatômicos RO2 = CO2 + SO2 épraticamente igual que a CO2;

(2) Ar em excesso da combustão, umidade do combustível e do ar;(3) Produtos da oxidação incompleta: VCO > VH2 > VCH4.

A presença de quantidade significativos de CO, H2 e CH4 nos gasesresultantes da combustão é um indicador de que a mesma procedeu emregime inadequado.

O cálculo dos volumes de ar e gases nos processos de combustão permite:

Selecionar os ventiladores de tiragem induzida (VTI ou exaustores) eforçada (VTF ou sopradores);

Projetar os condutos de ar; Determinar a velocidade relativa entre os gases e as superfícies de

aquecimento (define a transferência de calor por convecção).

Volume de ar teórico (Vao). É a quantidade de ar teoricamente necessária

para a combustão total de 1 kg de combustível e se calcula a partir das



reações de combustão dos elementos que compõe (reaçõesestequiométricas).

Reações estequiométricas de combustão. São as reações de combustãodos componentes elementares do combustível com o oxigênio, o calor liberadonas mesmas é representado por ∆Q1 e pode ser obtido em tabelas naliteratura:

C + O2 → CO2 + ∆Q1S + O2 → SO2 + ∆Q22H2 + O2 → 2H2O + ∆Q3C + ½ O2 → CO + ∆Q4 para 1 kmol de cada elemento.

Por exemplo, os calores de formação (JANNAF, 1971) para:

CO2: (∆Q1)298,15K = -353,146±O,046 kJ/molH2O: (∆Q3)298,15K = - 241,595 kJ/molCO: (∆Q4)298,15K = - 110,436±0,167 kJ/mol

Substituindo os valores aproximados das massas moleculares dos diferentescompostos obtém-se as seguintes fórmulas que permitem realizar o balanço demassa:

12kg C + 32kg O2 = 44kg CO232kg S + 32kg O2 = 64kg SO24kg H2 + 32kg O2 = 36kg H2O

ou para 1 kg de cada componente:

1kg C + 2,66kg O2 = 3,66kg CO21kg S + 1kg O2 = 2kg SO21kg H2 + 8kg O2 = 9kg H2O

Para passar a quantidades volumétricas dividimos as massas pelasrespectivas densidades (Trembovlia et al, 1991), dadas para condiçõesnormais de temperatura e pressão (temperatura de 0ºC e pressão de 0,1013Mpa).

ρO2 = 1,429 kg/m3

ρCO2 = 1,925 kg/m3

ρSO2 = 2,86 kg/m3

ρH2O = 0,805 kg/m3

Portanto, obtemos:

1 kg C + 1,866m3 O2 = 1,904m3 CO21 kg S + 0,7m3 O2 = 0,7m3 SO21 kg H2 + 5,6m3 O2 = 11,1m3 H2O



Resumindo:

1 kg de C necessita 1,866 m3 de O2 e obtém-se 1,904 m3 de CO21 kg de S necessita 0,7 m3 de O2 e obtém-se 0,7 m3 de SO1 kg de H2 necessita 5,6 m3 de O2 e obtém-se 11,1 m3 de H2O

Considerando-se que 1 kg de combustível contém:

Ct/100 kg de carbonoSt/100 kg de enxofreHt/100 kg de hidrogênioOt/100 kg de oxigênio

Então, para a combustão de um 1 kg de combustível é preciso uma quantidadede oxigênio igual a soma de que necessitarão os elementos que compõe paraa sua combustão.

O superescrito “o” será utilizado para definir os volumes teóricos, ou seja,quando não existe ar em excesso.

VC S H O

m kgOo

t t t t

21866 100 0 7 100 5 6 100

11 429 100

3= + + −, . , . , . , . , / (3.1)

VC S H O

Oo

t t t t

2

1866 0 375 5 6 0 7100=

+ + −, .( , . ) , . , .(3.2)

Deve-se notar que a composição do ar seco é de:

O2 → 21,000 % vol.N2 → 78,050 % vol.Ar → 0,920 % vol.CO2 → 0,030 % vol.

Portanto:

VV

C S Hao O

ot t t t= = + + −2

0 21 0 0889 0 375 0 265 0 03330, , .( , . ) , . , . (3.3)

Pode-se corrigir a Equação 3.3 levando-se em conta a umidade do ar. Paraisto, calcula-se um fator f de correção do ar seco para a umidade do mesmo.Normalmente a diferença devido a umidade do ar será desprezível.



3.2 Coeficiente de Excesso de Ar - Análise de Gases e ExpressõesPara a Determinação do Excesso de Ar

Na prática é preciso administrar um volume de ar Va maior que o Vao teórico

necessário para se obter combustão completa do combustível por causa dadificuldade de garantir mistura perfeita do ar com o combustível e do tempolimitado de permanência deste na câmara de combustão. Daí surge o conceitode excesso de ar necessário para a combustão, muito importante para acorreta operação de fornos e caldeiras.

O coeficiente de excesso de ar (α) é a relação entre o volume de ar teórico ereal necessários para a combustão, representado pela expressão:

α =VV

a

ao (3.4)

Pode ser expresso como fração ou porcentagem, e é determinado na saída dafornalha ou da caldeira.

Utiliza-se algumas vezes o índice de excesso de ar (e) que representa o arexcedente administrado à fornalha, ou seja:

α = 1 + e (3.5)

A Tabela 3.1 apresenta a relação entre o valor do coeficiente de excesso de arem fornalhas para a queima de bagaço, o tipo de fornalha e a umidade destecombustível.

Tabela 3.1 - Dependência do coeficiente de excesso de ar (α) da umidade dobagaço e do tipo de fornalha

Umidade do bagaço (%)Tipo de fornalha 50 40 30- Fornalha de ferradura- Fornalha de grelha basculante

1,6-1,81,3-1,4

1,3-1,51,25-1,30

1,2-1,31,15-1,25

Prieto (1981)

Como se observa na Tabela 3.1, uma redução na umidade permite trabalharcom um coeficiente de excesso de ar menor, devido às partículas mais levespermitirem uma melhor mistura ar-combustível. Similarmente, sistemas maisavançados com uma maior porcentagem de partículas queimadas emsuspensão permitem operar com α menores.

O valor ótimo do excesso de ar αótimo é função do tipo e características docombustível assim como do tipo de fornalha.

Em geral, em sistemas modernos de combustão, o coeficiente de excesso dear (α) toma os seguintes valores (Beaton e Silva, 1991):



Combustíveis sólidos: 1,15 - 1,30 Combustíveis líquidos: 1,05 - 1,10 Combustíveis gasoso: 1,02 - 1,05

α > αótimo consumo excessivo de energia elétrica nos ventiladores devido aovolume excedente de ar e gases que são movimentados pelosmesmos. Além disso o ar em excesso é aquecido no pré-aquecedoro que constitui uma perda de calor adicional;

α < αótimo combustão química e mecânica incompleta (nos produtos dacombustão aparecem CO, H2, CH4, e partículas sólidas parcialmentequeimadas).

3.2.1 Determinação do Coeficiente de Excesso de Ar (αααα)

É possível, a partir de dados experimentais sobre a composição dos gasesproduzidos pela combustão determinar-se o coeficiente de excesso de ar, ouseja:

α = f(CO2, O2, CO, H2, CH4)

onde: CO2, O2, CO, H2, CH4 - concentrações volumétricas destes compostosnos produtos da combustão, %

A análise de gases que se realiza durante a avaliação de caldeiras permiteestimar:

O grau de otimização do processo de combustão, ou seja, a perda decalor por combustão química incompleta;

As condições de combustão do combustível (coeficiente de excesso dear);

O caráter da combustão em diferentes zonas do forno (dinâmica dacombustão);

As infiltrações de ar nos dutos dos gases.

3.2.2 Equações Fundamentais da Combustão

A metodologia para a elaboração dos dados de análise de gases está baseadana equação fundamental da combustão (deduzida a partir da equação deequilíbrio do oxigênio), ou seja, uma vez que o oxigênio representa cerca de21% do volume do ar, os átomos de oxigênio presentes nos produtos dacombustão devem representar esta fração volumétrica.

A equação fundamental da combustão (Jzmalian, 1975) é:

a) Para a combustão incompleta:



21 = RO2 + O2 + β.RO2 + (0,605 + β).CO

b) Para a combustão completa (CO = 0)

21 = RO2 + O2 + β.RO2

onde:

β =− +

+2,35H 0,126 0 0,038 N

C 0,375 S

t t t

t t (3.6)

Sentido físico de ββββ (Característica do combustível ou Coeficiente de Bunte) -Relação entre o consumo de oxigênio do ar para oxidação do hidrogênio livredo combustível e para a formação de gases triatômicos (RO2) e se utiliza pararelacionar os produtos da combustão com a composição elementar docombustível. Por exemplo, para o bagaço da cana-de-açúcar, calculando pelaEquação 3.6, o valor de β é aproximadamente2,24 x 102.

As equações fundamentais da combustão estão baseadas no balanço deoxigênio e podem ser utilizadas para comprovar se existe algum erro naanálise da composição dos gases produzidos pela combustão. Assim, pelaequação da combustão completa conhecendo-se β e o teor de oxigênio nosgases, pode-se determinar o teor de gases triatômicos (RO2). A equaçãofundamental da combustão incompleta permite calcular o conteúdo de CO nosgases produzidos pela combustão a partir dos dados sobre o conteúdo de O2 eRO2. Assim, se a análise dos produtos da combustão for incompleta (somenteRO2 e O2), e assumindo-se apenas CO como produto da combustãoincompleta, pode-se calcular o seu teor pela expressão:

CO = 21- RO - (RO + O

+ 0,6052 2 2β

β⋅ ) (3.7)

3.2.3 Equações Para o Cálculo de αααα

3.2.3.1 Fórmula Por Carbono

Os parâmetros β e CO2máx dependem apenas da composição elementar do

combustível e constituem-se em características importantes do mesmo. CO2máx

é o teor máximo de CO2 durante a queima de um combustível (equação 3.8),para:

α β = CO

onde: CO22

má xmá x

CO2

211, = + (3.8)

para o caso da combustão completa (α=1) e VO2=0.



Quando não se dispõe de dados sobre a composição elementar docombustível, o calor de CO2

máx pode ser determinado a partir dos resultados daanálise de gases pelas seguintes expressões (Ravich, 1987).

a) Para o caso da combustão completa:

100 O 4,76 - 100

CO = CO2

2máx2 (3.9)

b) Para o caso da combustão incompleta:

CO = CO + CO + CH

100 - 4,76 (O 2 CH - 0,5 CO - 0,5 H 1002

2 4

2 4 2

má x

− ) (3.10)

3.2.3.2 Fórmula Por Oxigênio

Vejamos primeiramente a dedução da fórmula.

A concentração de oxigênio excedente nos gases pode-se expressar como:

O2 =⋅ ⋅0,21 ( -1) V

V . 100a

o

gs

α (3.11)

onde: Vgs → volume de gases secos.

A concentração de oxigênio excedente é determinada com referência aovolume de gases secos porque os vapores de água são condensados eseparados antes do analisador de gases. Segundo as equaçõesestequiométricas de combustão o volume de oxigênio consumido éaproximadamente igual à soma dos volumes de CO2 e SO2 obtidos.

Portanto, partindo do volume de gases secos, por hipótese:

V V V VN VO VN Vgso

CO SOo o o

ao= + + = + =

2 2 2 2 2 (3.12)

conseqüentemente:

Vgs = α Vao (3.13)

Substituindo na Equação 3.11:

O221 1

=−( )α

α (3.14)

Separando α obtemos:



α = −21

21 2O (3.15)

Fórmula mais exata:

α =− ⋅

−21 0 02

212

2

, OO (3.16)

Para o caso de combustão incompleta:

α =− − − −

2121 (O 0,5 CO H CH2 2 40 5 2, )

(3.17)

3.2.4 Verificação de Erros nas Medições

Combustão Completa

Conhecida a concentração de oxigênio O2 nos produtos da combustão e ocoeficiente β, se calcula o valor da concentração de gases triatômicos RO2(equação 3.18) e se compara com o valor medido.

ROO

2221

1=−+ β (3.18)

Recomendações sobre a seleção do parâmetro para o controle docoeficiente de excesso de ar:

I. Desvantagens da utilização da concentração do CO2 como parâmetro decálculo: A concentração de CO2 nos produtos da combustão depende não

apenas de α, mas também do tipo e composição do combustível; conteúdo de CO2 nos produtos de combustão na presença de

combustão química não completa não é uma função unívoca docoeficiente de excesso de ar, inclusive para uma composiçãoconstante do combustível (o mesmo valor de CO2 podecorresponder a mais de um valor de α);

Durante o trabalho da caldeira com uma mistura de dois ou maistipos de combustíveis o método de controle por CO2 não é aplicáveluma vez que uma pequena variação na correlação entre oscombustíveis que se queimam provoca variação no valor de CO2

máx.

II. Vantagens do controle pela concentração de O2: A variação da composição do combustível ou da correlação

quantitativa de diferentes combustíveis praticamente não influenciao conteúdo de O2 nos produtos da combustão, já que a dependênciaO2 = f(α) para diferentes tipos de combustíveis, durante acombustão completa, não se afasta muito da curva teórica.



Infiltração de Ar

Através dos interstícios da fornalha e dutos de gases, que trabalham a umapressão menor que a atmosférica, introduz-se uma quantidade de ar adicionaldo meio ambiente (infiltrações). No sentido do movimento dos gases aquantidade de ar aumenta continuamente. Até a superfície de aquecimento i oexcesso de ar dos gases produto da combustão é determinado pela seguinteexpressão:

α α = + f n=1

i∑ ∆α inf il (3.19)

onde: ∆α inf ilf - infiltração de ar ambiente na fornalha.

Durante o projeto de caldeiras determina-se o excesso de ar na saída dafornalha αf e se assumem as infiltrações nas superfícies de aquecimentosegundo a Tabela 3.2.

O coeficiente de excesso de ar a ser introduzido juntamente com o combustívelpode ser estimado por:

αcomb = αf - ∆ inf ilf(3.20)

3.3 Analisadores de Gases

São os instrumentos de medição que permitem conhecer a composição, emfração volumétrica, dos produtos da combustão, ou seja, os dados necessáriospara o cálculo do coeficiente de excesso de ar.

Classificação: - Analisadores volumétricos (por absorção)- Por absorção de radiação infravermelha- Por suscetibilidade magnética- Com célula eletrolítica



Tabela 3.2 - Valores recomendados da infiltrações nas superfícies de aquecimentoSuperfície ∆∆∆∆αααα1

Fornalha (∆α1)Com forro metálicoSem forro

0,0150,100

Condutos de gases das superfícies de aquecimentoFeixe de tubos situados na saída da fornalha (festón)SuperaquecedorFeixe de convecção (cada parte)EconomizadorPré-aquecedor de ar tubularPré-aquecedor de ar regenerativo

0,000,030,050,020,030,02

Tanquero (1987)

Analisadores volumétricos: Baseiam-se na absorção seletiva dos gases porsoluções absorventes. A diferença de volume de gás após cada absorçãoindica o componente gasoso e sua quantidade volumétrica. Uma vez que aamostra é de 100 mil de gás, os volumes absorvidos já indicam a porcentagem(%) dos componentes.

Os analisadores volumétricos são os mais utilizados em aplicações industriaise os de menor custo (ORSAT, FYRITE, BACHARACH). Na Figura 3.1 émostrado um esquema de um analisador tipo ORSAT, que é utilizado para aanálise de CO2, O2 e CI em uma faixa de 0,2-100% com uma margem de errode aproximadamente 2,0%. Alguns equipamentos analisam também H2 e CH4por combustão residual. o tempo para uma análise é de cerca de 15 minutos.

Os reagentes utilizados são: para o CO2 - solução de hidróxido de potássio;para o O2 - solução de pirogalato de potássio; para o CO - solução de β-naftosulfato de cobre; e uma solução confinante - solução aquosa de sulfato desódio (inerte em relação aos principais componentes da amostra).

Figura 3.1 - Esquema de um analisador tipo ORSAT



3.3.1 Aspectos a Serem Considerados Durante a Análise de Gases Utilizando-se o ORSAT

seqüência: CO2 → O2 → CO

Deve-se respeitar rigorosamente esta seqüência, uma vez que as soluçõesabsorvem de um componente, assim por exemplo, a solução de pirogalato depotássio também absorve o CO2 além de O2.

3.3.2 Analisadores de Gases FYRITE e BACHARACH

Na Figura 3.2 é mostrado um esquema típico de um analisador volumétricoportátil (IPT, 1990). Estes analisadores apresentam um erro da ordem de0,5%, portanto maior que o erro do ORSAT. O incremento do erro se deve aofato de que não se controla com precisão o volume da amostra que seintroduz.

Solução absorventes: CO2 - hidróxido de potássio 33%O2 - solução a base de cromo

Recomendações

Verificar regularmente as soluções de CO2 e O2 utilizando como “gáspadrão”:

- ar ambiente: 29,9% O2- ar expirador pelo homem: 4,0% de CO2

Capacidade de absorção das soluções:

- CO2 - 350 amostras com 10% de CO2- O2 -100 amostras com 10% de O2



Figura 3.2 - Esquema de um analisador volumétrico portátil tipo FYRITE

Devido a facilidade de uso e ao alto erro são recomendados principalmentepara monitoramento de equipamento, mas não em testes de avaliação pelobalanço térmico.

3.3.3 Analisadores Contínuos

São equipamentos custosos com tempo de respostas muito rápido.Classificam-se de acordo com o princípio de funcionamento:

- Por absorção de radiação infravermelha: CO2 e CO- Por suscetibilidade magnética: O2- Célula eletroquímica (ZnO): O2

Devem ser calibrados periodicamente com misturas padrões.

3.4 Cálculo do Volume dos Produtos da Combustão

3.4.1 Volume de Gases Triatômicos (VRO2 = VCO2 - VSO2)

A partir das equações estequiométricas:

- de 1 kg de carbono → 1,866 m3 de CO2- de 1 kg de enxofre → 0,7 m3 de SO2

VRO2 = 1,866

C100 + 0,7

S100

t t

(3.21)



ou:

V S m kgROt

20 375 3 = 0,01866 (Ct + , . ), / (3.22)

3.4.2 Volume Teórico de Nitrogênio

Procedente do ar:

V V kgNa

ao

20 79= ⋅, , / m3 (3.23)

Procedente do combustível:

VNC

N2

2

1 =

N100

t

⋅ γ (3.24)

onde: γN2 - peso específico do Nitrogênio: γN2 ≈ 1,25 kg/m3 (em condiçõesnormais de pressão e temperatura).

Substituindo:

V kgNC

2 = 0,008N mt 3, / (3.25)

VNo

2 = V + VN

aNc

2 2 (3.26)

V kgNo

2 = 0,79 V + 0,008N ma

o t 3⋅ , / (3.27)

3.4.3 Volume Teórico de Vapores de Água nos Gases (VoH2O)

O vapor de água chega aos gases produzidos pela combustão por quatro vias:

a) Reação do hidrogênio do combustível com o oxigênio (R)b) Umidade do combustível (W)c) Umidade do ar (d)d) Vapor de água para a atomização do combustível (q)

As equações para o cálculo de cada componente são:

( ) , /V kgH OR

2 = 11,1

H100 = 0,111H m

tt 3 (3.28)

(V oH Oo

O2) =

W100 ; = 0,805 kg / mW

t

HH

3

22γ γ (3.29)



( , /V kgH OO

2) = 0,0124 .W mW t 3⋅ (3.30)

( )VH OO d ar

H O2 100 2

= d Va

o⋅ ⋅γγ

(3.31)

onde:

d = 10 g de vapor / kg de ar (umidade absoluta média do ar)γar = 1,293 kg/m3 - peso específico do arγágua = 0,805 kg/m3 - peso específico do vapor de água

(. ,

, , /V kgH Oo

2

1 2931000

10 805) =

10.V = 0,0161 V md a

o

ao 3⋅ (3.32)

Se queimadores de atomização com vapor (para óleo combustível) sãoutilizados:

( )VH Oo q

2 = 1,24.Wq (3.33)

onde:Wq = 0,3 - 0,35 kg de vapor/kg de combustível - quantidade de vaporempregada na atomização

O volume teórico total de vapores de água é calculado como a soma de seusquatro componentes.

V V V VH Oo

Oo R

H Oo W

H Oo d

H Oo q

2 2 2 2 = (VH2

) ( ) ( ) ( )+ + + (3.34)

V H W V W kgH Oo t t

ao

q20111 0 0124 0 0161 124= + + +, . , . , . , . /, me (3.35)

Então o volume teórico de gases:

V V V kggo

No

H Oo = V , mRO

32

+ +2 2

/ (3.36)

Durante a combustão com α > 1 o volume real de produtos da combustão émaior que o volume teórico no volume de ar administrado em excesso nafornalha (α - 1) Va

o e no volume de vapores de água contidos no mesmo0,0161.(α - 1)Va

o .

V kgg = V + 0,0161.( -1).V mgo

ao 3α , / (3.37)

Por outro lado o volume real de produtos da combustão é composto pelovolume de gases secos Vgs e o volume dos vapores de água.

V Vg gs= + VH O2(3.38)



V V Vgs No

ao = VRO2

+ + − ⋅2

1( )α (3.39)

V VH O Oo

ao

20 0161 1 = V H 2

+ −, . ( ).α (3.40)

O valor de Vg é calculado para condições de temperatura e pressão normais ede ser corrigido para a temperatura dos gases na seção da caldeira que estásendo calculada.

A concentração de cinzas nos produtos da combustão é determinada pelaexpressão:

µ = 10.A

V , g / mt

g

3⋅ aarr (3.41)

onde: aarr é a fração da cinza arrastada pelos gases (assume-se a partir dedados experimentais para tipos diferentes de fornalhas).

3.5 Determinação da Entalpia dos Gases dos Produtos daCombustão

Determina-se para o volume de gases obtidos durante a combustão de 1 kg decombustível. A entalpia real dos gases (para α > 1) é determinada pelaexpressão:

h hg ao = h , kJ / kgg

o + −.( )α 1 (3.42)

Onde: hgo = Entalpia teórica dos gases, kJ/kg

hao = Entalpia teórica do ar, kJ/kg

A entalpia teórica dos gases é calculada por:

h V c t V c t V c tgo

RO RO No

N H Oo

H O= ⋅ ⋅ + ⋅ + ⋅ ⋅2 2 2 2 2 2

( ) ( . ) ( ) (3.43)

+ ⋅ ⋅ ⋅( )c tA

acin

t

arr100 , kJ / kg

Onde: (c.t)i = Entalpia do componente i do gás, kJ/m3

(c.t)cin = Entalpia da cinza, kJ/m3

e a entalpia teórica do ar é calculada pela equação:

h c tao

ar = V , kJ / kgao ⋅ ( . ) (3.44)

Onde: (c.t)ar = Entalpia do ar, kJ/m3



Os valores de entalpias dos componentes do gás, do ar e das cinzasencontram-se na Tabela 3.3 para diferentes temperaturas.

Tabela 3.3 - Entalpias médias de 1 m3 de ar e gases e de 1 kg de cinzasTemperatura

(oC)(c.t)CO2kJ/m3

(c.t)N2kJ/m3

(c.t)H2OkJ/m3

(c.t)O2kJ/m3

(c.t)arkJ/m3

(c.t)cinkJ/kg

100 169,98 129,79 150,72 131,71 132,30 80,80200 357,55 260,00 304,38 266,92 266,28 169,14300 558,93 391,88 462,64 406,71 402,77 263,76400 772,04 526,69 626,34 500,86 542,61 360,00

Raznievic (1970)

3.6 Exemplo de Cálculo

A partir dos dados sobre a composição elementar (base em massa detrabalho) do Eucalipto e conhecendo-se, também, a composição dos gasesproduzidos pela combustão na saída da fornalha (RO2f = 17,7% e O2f = 3,5%)e na saída da caldeira (RO2ge = 13,7% e O2ge = 7,01%), determinar:

O volume de ar teórico e real necessários para a combustão; O volume de gases produtos da combustão do Eucalipto na saída da

caldeira; A concentração de cinzas nos produtos da combustão; A entalpia dos gases produtos da combustão na saída da caldeira (tge =

200ºC).

Solução:

Composição química elementar do Eucalipto:

Ct = 42,30%Ht = 4,11%Ot = 30,78%Nt = 0,21%St = 0,007%At = 0,504%Wt = 30%

Volume de ar teórico:

V S H kgao t t t= + + −0 0889 0 375 0 265 0 03330, , . ) , . , . , / (C mt 3

Vao = 0,0889 (34,30 + 0,375.0,007) + 0,265.4,11 - 0,0333.30,78

V kgao = 3,114 m3 /

Coeficiente de excesso de ar na saída da fornalha:



Fórmula por Oxigênio:

α f = 21

21- O = 21

21- 3,5 = 1,22

Fórmula por Carbono: Coeficiente de Bunte:

β = 2,35H t

⋅− ⋅ + ⋅

+ ⋅0 126 0 038

0 375, ,

,O N

C S

t t

t t

β = 2,364,11- 0,126.30,78.0,2134,30 + 0,375.0,007 = 6,987.10-3

RO má x2 =

211+ =

211+ 6,987.10

= 20,85 %-3β

α βf = RORO , RO =

211+

2má x

22má x

α f = 20,8517,7 = 1,18

Para os cálculos posteriores tomaremos o valor de αf determinado a partir daconcentração de oxigênio nos gases.

Comprovação dos resultados da análise dos gases:

(1 + β) x RO2 + 02 = 21(1 + 6,987 x 10-3) x 17,7 + 3,5 = 21,32 ≈ 21`

Volume de ar requerido:

Volume teórico de gases:

V kga = V = 1,2.3,114 = 3,737 mao 3α⋅ /

V SROt

20 375 = 0,01866.(Ct + , . )

V kgRO2 = 0,01866 (34,30 + 0,375.0,007) = 0,64 m3 /

VNt

20 008 = 0,79.V Na

o + ,

V H W VN Oo t t

ao

20 111 0 01214 0 0161= + +, . , . , .

V kgH Oo

2 = 0,111.4,11 + 0,01214.30 + 0,0161.3,114 = 0,87 m3 /



Vgo

Oo

Oo = V + V + VRO N H2 2 2

V kggo = 0,64 + 2,46 + 0,87 = 3,97 m3 /

Coeficiente de excesso de ar na saída da caldeira:

αge = 21

21- O = 21

21- 7,01 = .52

αge = RORO =

20,8513,7 = 1,522

má x

2

Comprovação dos resultados:

(1 + β) RO2 + O2 = 21(1 + 6,987.10-3) 13,7 + 7,01 = 20,8 ≈ 21

Volume real de gases na saída da caldeira:

V Vg ao = Vg

o + −10161 1, .( ).α

V kgg = 3.97 + 1,0161 (1,5 -1) 3,114 = 5,55 m3 /

Concentração de cinzas nos produtos da combustão:

µ = 10.A t .a

Varr

g

Assumindo aarr = 0,6

µ = 10.0,504.0,6

5,55 = 0,545 g / m3

A entalpia dos gases produzidos pela combustão na saída da caldeira (Tge =200ºC):

h V c t V c t V c t c tA

ago

RO RO No

N H Oo

H O cin

t

arr= + + +2 2 2 2 2 2 100.( . ) .( . ) .( . ) ( . ) . .

h 0,64 . 357,55 2,46 . 260,0 + 0,87 . 304,38 + 169,14 . 0,604100a

o = + . ,0 6

hgo = 1133,75 kJ / kg

hao = V (c.t) = 3.114.266,28 = 829,19 kJ / kga

oar



h hg ao = h . ( = 1133,75 + 829,19(1,5 -1) = 1548,34 kJ / kga

oge+ −α 1)

3.7 Eficiência e Balanço Térmico

A eficiência ou rendimento, da caldeira pode ser expressada como eficiênciabruta, ou eficiência líquida, considerado neste último caso o consumo deenergia elétrica dos ventiladores, alimentadores de combustível, bombas eoutros equipamentos auxiliares.

A eficiência bruta pode ser calculada pela seguinte expressão:

Balanço direto ηbdtQ

= Q

x 100 , %u (3.45)

Onde: Qu = Calor útilQd

t = Calor disponível

O calor útil, Qu, é a energia transferida a substância de trabalho e inclui osseguintes ítens:

1) Energia consumida para a evaporação da água de alimentação e osuperaquecimento do vapor até as condições de pressão e temperaturarequeridas;

2) Energia contida nas águas de extração contínuas e periódicas.

A equação de cálculo útil é a seguinte:

QmC h

mC has

easµ = (h + (h , kJ / kgvs

vs e

• •

− −) ) (3.46)

Onde: m vs

• = Fluxo de vapor superaquecido, kg/s

me• = Fluxo de extrações contínuas, kg/s

hvs = Entalpia do vapor superaquecido, kJ/kghas = Entalpia da água de alimentação, kJ/kghe = Entalpia água das extrações contínuas, kJ/kg

Esta entalpia é determinada como entalpia da água correspondente atemperatura de saturação para a pressão dentro do balão superior da caldeira.

Define-se a fração de extrações como:



fm

ee

vs

= m

100 , (%)•

• (3.47)

Quando a fe é menor que 2% o segundo termo da Equação 3-46 pode serdesprezado.

O calor disponível é referido a unidade de massa do combustível kg, e podeser calculado pela seguinte expressão:

Qdt = PCIt + Qfc + Qpaa + Qat , kJ/kg (3.48)

Onde: Qfc = Calor físico do combustível, definido pela expressão:

Qfc = Cc . Tc kJ/kg (3.49)

Onde: Ct = Calor específico do combustível, kJ/kg.Ktc = Temperatura com que o combustível é alimentado a fornalha, oC

Nas usinas açucareiras quando o bagaço é alimentado diretamente dasmoendas o bagaço chega às fornalhas a uma temperatura ao redor de 50ºC, eno caso de combustíveis líquidos o pré-aquecimento é feito com o objetivo dereduzir a viscosidade e melhorar a eficiência de atomização dos queimadores epode chegar até 80-120ºC.

Qpaa - Calor introduzido na fornalha pelo ar quando este é preaquecido forada caldeira.

Em caldeira a biomassa, geralmente, Qpaa = 0

Qpaa = Va.Ca.∆ta

Ca = 1,33 ÷ 1,45 kJ/m3k (ta = 300 - 450 oC)

Qat - Calor introduzido na fornalha pelo calor de atomização, consideradoapenas em caldeiras que queimam combustíveis líquidos equipadascom queimadores de atomização por vapor.

Qat = Gat (hat - 2510)Gat = Fluxo do vapor, kg/kghat = Entalpia do vapor, kJ/kg2510 = Entalpia do vapor saturado, kJ/kg



3.8 Balanço Térmico e Perdas de Calor

A diferença entre o calor disponível, Qt e o calor útil, Qu é constituída pelasperdas de calor devido as seguintes causas:

Q1 - Perdas de calor pela entalpia dos gases de saída da caldeira, devidoa que os produtos da combustão saem da ultima superfície deaquecimento da caldeira com uma temperatura maior que atemperatura ambiente, e são calculadas com base na diferença dasentalpias dos gases de saída e do ar ambiente;

Q3 - Perdas de calor pela combustão química incompleta (Q3), devido apresença nos gases de combustão, em concentrações relativamentealtas, de CO, H2, CH4 , e outros, o que é evidência, como já visto noCapítulo 1, de queima incompleta do combustível;

Q4 - Perdas de calor pela combustão incompleta das partículas decombustível (Q4) que chamaremos combustão mecânica incompleta,e são devidas ao arraste das partículas de combustível pelos gasespara fora da fornalha;

Q5 - Perdas ao meio ambiente (Q5) pela transferência de calor dasparedes externas;

Q6 - Perdas de calor com as cinzas retiradas durante a limpeza da grelha(Q6);

Assim, o balanço térmico da caldeira pode ser expresso pela seguinteequação:

Q Qdt

u = Q + Q + Q + Q + Q , kJ / Kg2 4 5 6+ 3 (3.50)

Dividindo-se os termos desta equação por tdQ e multiplicando por 100, temos:

100 = qu + q2 + q3 + q4 + q5 + q6 , % (3.51)

Como já foi visto na Equação 3.45:

q u = QQ

100 = u

dt b⋅ η (3.52)

Então, a eficiência pode ser expressa por:

ηb = 100 - (q2 + ... + q6) (3.53)

Assim, o balanço térmico expresso pela equação 3.52 seria o balanço térmicodireto e o balanço pela equação 3.53 o indireto. Como o método direto precisa-



se conhecer o fluxo de combustível este torna-se particularmente apropriadopara caldeira em que se use combustíveis líquidos e gasosos. para caldeirasoperando com combustíveis sólidos só é possível aplicar o método indireto,que tem a vantagem de revelar quantitativamente as fontes de baixa eficiência.

A Figura 3.3 apresenta um diagrama de fluxo de massa de uma caldeira avapor. A Figura 3.4 representa o balanço térmico da caldeira; na mesma ofluxo Qp.ar é o calor absorvido pelo ar no aquecedor que é recirculado afornalha.

Figura 3.3 - Diagrama de fluxo de massa de uma caldeira a vapor

Figura 3.4 - Balanço térmico de uma caldeira a vapor.



3.9 Cálculo das Perdas de Calor

3.9.1 Perdas com Gases de Escape (q2)

( )qh

Qafo

dt2 =

h - 100 - q , %ge ge

4

α ⋅⋅ (3.54)

Onde: hge = Entalpia dos gases de escape calculada a partir do coeficientede excesso de ar (αge ) e a temperatura dos mesmos, kJ/kg

oafh = Entalpia do ar a temperatura ambiente, kJ/kg.

Esta perda q2 é a maior de todas e depende da temperatura dos gases deescape (tg) e do coeficiente do eixo de ar αge. A diminuição desta temperaturaem 14 a 15ºC diminui a perda q2 e consequentemente aumenta a eficiência emaproximadamente 1%.

Em caldeiras modernas para bagaço q2 é aproximadamente 15%.

3.9.2 Perdas Por Combustão Química Incompleta (q3)

qV H

Qi R

dt

i3 = . 100 . %

∑ ⋅( ) (3.55)

Onde: Vi = xi . Vgs = Volume dos produtos da combustão incompleta (Vcc ,VH2 , VCH4) , m3/kg;

xi = Fração volumétrica dos produtos da combustão incompleta;HRi = Entalpia dos produtos da combustão incompleta, kJ/m3.

Substituindo os valores de xi e HRi na equação 3.55 temos:

q CO CH H V Qgs dt

3 4 2126 4 358 2 108= + +( , . , . . ). / , %

onde: CO , CH4, e H2 é o conteúdo, em %, destes elementos no produto dacombustão.

Em caldeiras modernas a bagaço as perdas q3 são de 0,5%.

V Hgsm

= 1,866 C + 0,375 S

RO + CO + CH + 2 C . Zt t

2 4 n

(3.56)

Z = 100 - q

1004 : coeficiente de correção perdas por incombustão mecânica.



3.9.3 Perdas Por Combustão Mecânica Incompleta (qf)

Determina-se a partir do balanço térmico das cinzas (Figura 3.3):

C.At = m A A Ag g silos silos arr

.. . . + m + m

.

arr

. (3.57)

Onde: At = Conteúdo de cinzas do combustível, %Ag, Asilos, Aarr = Conteúdo de cinzas nos resíduos extraídos da grelha,

dos silos de cinzas localizados abaixo do feixe deconvecção e no arraste, %

m, msilos,marr

= Fluxo de resíduos, kg/s

A Figura 3.3 mostra esquematicamente o balanço de cinzas de uma caldeira abagaço.

Dividindo a equação anterior por (C . At):

1 = m

+ m .A

C.A + m

. .

silos

t

g gt

silos arr arrt

AC A

AC A

..

..

.

(3.58)

ou, 1 = ag + asilos + aarr

Onde: ag, asilos, aarr = Fração do conteúdo total de cinzas do combustível nosresíduos extraídos da grelha, dos silos de cinzaslocalizados embaixo do feixe de convecção e noarraste.

Esta equação permite calcular o valor de aarr a partir dos valores experimentaisde ar e asilos, consequentemente:

aarr = 1 - ag - asilos (3.59)

Considerando a entalpia de reação do coque como

Hcoque = 32,78 MJ/kg

]Q/A.,).C/(C.a)C/(C.a)C/(C.a[q td

tarrarrarrsilossilossilosggg 83271001001004 −−−−++++−−−−++++−−−−====

(3.60)

Da equação do balanço de cinzas:

aA

g

g g g = mC.A

= m.

C 100 - CA

.

tg

t

./ 100

(3.61)



mC

Agt

.

. . = a - Cgg100

1100 (3.62)

CC C

A Cgg

tg∑ =

mC = a - C

.

gg

. . .100 100 (3.63)

Onde: ∑Cg = Fluxo total de carbono fixo nos resíduos retirados da grelha, kg/s

Portanto:

Q g Q AC

kJ kgct g

4 100= CC = 327,8 a - C

gg

g∑ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ , /

(3.64)

e portanto

qQg

dt4 =

Q . 100 , %4g

(3.65)

Da mesma maneira pode-se demonstrar as expressões para o cálculo de q4silose qarr e finalmente a equação 3.60.

Em caldeiras modernas para bagaço q4 varia de 1 a 4%

3.9.4 Perdas de Calor Para o Ambiente (q5)

C Q t tconvi pi ar. .( )5 = Fiα∑ − (3.66)

Onde: αconv

i

= Coeficiente de transferência de calor por convecção

tpi = Temperatura da superfície exterior da caldeiraFi = Área sa superfície da parede exterior da caldeira

Na prática, q5 se determina por nomogramas

qm

m

vsnom

vs

5 = q5nom ⋅.

.(3.67)

Onde: q5nos = Perdas de calor para o ambiente para uma produção nominalde vapor, % (Figura 3.5).

mvsnom

. = Produção nominal de vapor, t/h



3.9.5 Perdas com o Calor das Escórias e das Cinzas (q6)

q a Cesc esc6 = A . t / Q tesc d

t. . (3.68)

Onde: Cesc = Calor específico da escóriaTesc = Temperatura da escória

Em caldeiras modernas para bagaço q6 menor que 0,1%.

Observações

(a) Para combustíveis sólidos, o calor específico do combustível édeterminado por:

Cct = C =

100 - w100 + C

w100c

st

a

t

(3.69)

Onde: Ccs = Calor específico da massa seca de combustível

Ca = Calor específico da água

Alguns valores de scC

Antracita Ccs = 0,921 kJ/kg.K

Carvão mineral Ccs = 0,962 kJ/kg.K

Carvão pardo Ccs = 1,088 kJ/kg.K

Turfa Ccs = 1,297 kJ/kg.K

Xisto Ccs = 1,046 kJ/kg.K

Óleo combustível Ccs = 1,74 + 0,0025 tc kJ/kg.K

(b) As perdas Q2 podem ser calculados como

Q2 = Q - Qg.e. a (3.70)

Qg.e = Calor sensível dos gases de escape

Qa C

tg e Oarr cinz

g e. . .. .

= V C + V C + A

g.s gs H O H

t

2 2⋅ ⋅

100 (3.71)

Qa = Calor sensível dos gases de escape

Qa = (Cat . taf + 0,0016 da hva) Vo . αg.e. (3.72)

da = Conteúdo de umidade do ar, g/kghva = 1,97 tag , kJ/kg: entalpia do vapor d’água do ar.



(c) As perdas Q6 incluem também as perdas de calor pela estrutura dacaldeira:

qG

C Qresf

resf

dt6 = (t - t 1002

resfiresf∑

⋅.

)(3.73)

Onde: ∑Gresf = Fluxo do fluido de resfriamento (água, ar) kh/sresf2

resf t,t1 = Temperatura do fluido de resfriamento da estrutura,entrada e saída.

q resf6 = = 0,1 - 0,35%

3.9.6 Cálculo do Consumo de Combustível

kg/s , Q

)h - (h m + )h - (h m =Bgv

td

aaeeaavsvs.

ηηηη (3.74)

3.9.7 Equação de Balanço de Energia

PCIT + αf ha.f + (αg.e - αf) hA.f = 654 QQQQ + h + )h - (h C

m3g.ea.avs

vs.

++++++++++++ (3.75)

PCIt = ii

f.ag.eg.ea.avsvs

.

Q)h - (h + )h - (h C

m ∑∑∑∑====

++++αααα6

3)h(h

Cm

a.av.ssv −−−− (3.76)

Fig. 3.5 - Perdas de calor a meio ambiente.1. Caldeiras com superfície convectiva.2. Caldeira sem superfície convectiva.



1 - Fornalha2 - Superfícies evaporativas3 - Superaquecedor4 - Economizador5 - Aquecedor de ar

Figura 3.6 Esquema de perdas em caldeira.

3.10 Metodologia e Instrumentação Para Avaliação de Caldeiras

3.10.1 Classificação dos Testes em Caldeiras

Dependendo do objetivo, os testes podem-se dividir em dois grupos: industriaise de pesquisa.

Os testes industriais realizam-se com o objetivo de determinar ascaracterísticas energéticas e as dificuldades de operação das caldeiras. porsua vez, este teste pode ser classificado em:

Testes de balanço: determinação da eficiência e perdas de calor, dacarga máxima e das condições ótimas de operação da fornalha.

Testes de ajustes de regime: determinação do coeficiente de excessode ar ótimo, da distribuição ótima da vazão de ar pelos queimadores efileiras de bicos de injeção. Determinação da carga máxima e dos limitesde operação dos diferentes elementos da caldeira.

Os testes de pesquisa podem incluir:

Pesquisa das características aerodinâmicas da fornalha; Pesquisa do processo de combustão na fornalha;



Pesquisa do processo de deposição das cinzas (z) e escórias nassuperfícies de aquecimento;

Pesquisa do desgaste erosivo e corrosivo das superfícies deaquecimento;

Avaliação e ajuste dos circuitos de circulação natural.

3.10.2 Recomendações Para a Avaliação de Caldeiras

Para que os resultados dos testes sejam representativos é preciso garantir aoperação da caldeira em regime estacionário. Na bibliografia especializada(Parilov e Ushakov, 1986 e Trembovlia et. al., 1991) existe uma série derecomendações a fim de garantir o exposto. As principais são:

(1) Tempo mínimo de operação da caldeira desde a partida até o iníciodo teste:a) Caldeiras com fornalhas de queima em suspensão e refratário leve

(camada isolante e invóculucro metálico) - não menos de 36 horas;b) Caldeiras antigas com refratário de tijolos e paredes de grande

espessura - não menos de 48 horas;c) Caldeiras com grelhas mecânicas - não menos de 24 horas.

(2) Tempo de manutenção da carga pesquisada antes do teste: - 3 horas

(3) Duração do espaço entre dois regimes experimentais (se a diferença decarga não é maior de 20-25%):a) Caldeiras com refratário leve - menos de 2 horas;b) Caldeiras antigas com parede refratária de grande espessura - não

menos de 4 horas.

(4) Variação permissível da carga durante o teste: ± 10%

(5) Duração do teste durante a determinação da eficiência pelo métodoinverso: - não menos de 3 horas;

(6) Oscilações permissíveis dos parâmetros de trabalho da caldeira duranteos testes (em comparação com os valores nominais):

Geração de vaporCaldeiras com capacidade 51-200 t/h ........................................ ±6%Caldeiras com capacidade de até 50 t/h .................................... ±15%

PressãoCaldeiras com capacidade 51-200 t/h ........................................ ±12%Caldeiras com capacidade de até 50 t/h .................................... ±15%

Temperaturada água de alimentação e do ar quente ..................................... ±15%



A Figura 3.7 mostra os pontos de medição e os parâmetros monitoradosdurante o teste de balanço térmico e a pesquisa de processos na fornalha deuma caldeira RETO CV/25/18 que utiliza bagaço como combustível. Na parededa fornalha localiza-se um conjunto de orifícios para a medição dastemperaturas (com pirômetro de sucção ou ótico) e a tomada de amostras degases.

3.10.3 Seqüência de Elaboração dos Dados de um Teste de Balanço emCaldeiras Para Biomassa (Combustível Sólido em Geral)

Durante a avaliação de caldeiras são geralmente utilizadas as norma ASME(ASME, 1965). A metodologia de cálculo das perdas de calor em caldeiras,para a determinação da eficiência pelo método indireto, é praticamente amesma das norma ASME com as seguintes diferenças:

Os cálculos baseiam-se no poder calorífico inferior, o que está mais emcorrespondência com o processo real numa caldeira de vapor, pois ocalor sensível de condensação dos vapores de água não é tecnicamenteaproveitável;

É realizada uma classificação das perdas mais em correspondência comas causas que as provocar. Isto facilita o diagnóstico de problemas;

É realizada uma classificação das perdas mais em correspondência comas causas que as provocar. Isto facilita o diagnóstico de problemas deoperação com base nos resultados da avaliação da caldeira.

Em seguida é proposta uma seqüência de cálculo:

I Recálculo da composição elementar do combustível (tomada decatálogos), atendendo aos valores reais de umidade w3 e do teor decinzas do combustível utilizado nos testes.

II Cálculo do poder calorífico PCIt e do calor disponível Qdt (equação 3.48).

III Cálculo da entalpia dos gases de exaustão hg.e (hg.eo, ha

o, αg.e) pelasequações 3.42 a 3.44.

IV Cálculo da entalpia do ar frio.

hafo = V C ta

oaf af (3.77)

Onde: Caf = Calor específico do ar frio (kJ/m3 oC) e obtido da tabelaseguinte:

t (oC) Caf (kJ/m3 oC)0 1,3188

100 1,3243



Figura 3.7 - Pontos de medição e parâmetros monitorados durante o teste de balançotérmico numa caldeira RETO (Beatón e Silva, 1991).

1 até 8 - orifícios para as medições na fornalha; Tmc, Tme, Tmci Tma -tomada de amostras de combustível, escória, cinzas e material arrastadocom os gases; Tc, Te, Tag, Taf, Taa, Tvs - temperatura do combustível,escória, ar quente, gases, ar frio, água de alimentação e vaporsuperaquecido; Pb, Pvs, Paa - pressão do balão superior, do vaporsuperaquecido e da água de alimentação, Dvg - fluxo de vaporsuperaquecido; Rx - análise de gases, da - teor de umidade no ar; Be, Bc -vazão de escória e cinzas.

V Cálculo das perdas com o calor sensível dos gases Q2 e q2. O cálculo deq2 assume-se um valor das perdas por combustão mecânica incompletaq4.

VI Cálculo do volume de gases secos Vge (equação 3.39).

VII Cálculo das perdas por combustão química incompleta q3.

VIII Assume-se um valor da vazão de combustível C2.

IX Cálculo das perdas por combustão mecânica incompleta q4. Comparaçãocom o valor assumido de q4 no ponto V.

X Determinação das perdas ao meio ambiente q5 (nomograma da Figura3.5).

XI Cálculo da eficiência ηb pela equação do balanço indireto.



XII Cálculo do calor útil Qu.

XIII Determinação do valor calculado da vazão de combustível Cc pelaequação:

Cc = Qu

0,01 Q dt

bη (3.78)

XIV Determinação do erro entre o valor assumido da vazão de combustível Cae o calculado Cc

(Cc - Ca)/Cc menor que o erro permissível assumido, fim do cálculo.

Do contrário volta-se ao ponto VIII considerando o valor calculado davazão de combustível como o novo calor assumido.

3.10.4 Instrumentação Específica Para Testes em Caldeiras

Medição da Temperatura dos Gases em Fornalhas

A fonte de erro neste caso é a transferência de calor por radiação entre otermopar e as superfícies que o rodeiam. A solução é a proteção do termoparcom cápsulas em forma de tubos concêntricos (Figura 3.28) com a sucção dosgases a alta velocidade por meio de um ejetor (aproximadamente entre 100-120 m/s).

Isto não elimina completamente o erro de medição, o que fica na faixa de 2,5 -3,0%.

Figura 3.28 - Termopar de sucção com três cápsulas de proteção (Trembovlia et al.,1991).

A figura 3.9 apresenta um nonograma para a determinação do erro de mediçãode temperatura com um termopar de sucção:



∆t = f(t,w,de) (3.79)

Onde: ∆t = Correção do valor medido da temperaturat = Temperatura indicada pelo termopar, oCwg = Velocidade do gás do extremo do termopar, m/sde = Diâmetro equivalente interno da primeira cápsula, mm

= de = d2 - d1, d1 - diâmetro do recobrimento do termopar.

Figura 3.9 - Monograma para a determinação do erro da medição de temperatura com umtermopar de sucção (Trembovlia et al., 1991).



Obtenção de Amostras de Cinza Volátil e Medição da Concentração noFluxo de Gás

Baseia-se na extração de uma amostra dos produtos da combustão com aseparação posterior das partículas de cinzas. Deve-se garantir que aconcentração e composição granulométrica sejam idênticas no fluxo extraído eno principal. Para isto deve se complementar: A caldeira deve operar em regime permanente; Deve tomar-se a amostra a uma distância maior que 5 metros equivalente

de qualquer resistência local e de lugares com infiltrações intensas.

A instrumentação utilizada para a extração de amostras são os chamados“tubos zero” que garantem a extração isocinética da amostra, por meio daigualdade da velocidade do fluxo principal e do extraído no ponto de sucção.

3.10.5 Pesquisa do Processo de Combustão em Fornalhas de Caldeiras aBagaço

Com os dados das medições de temperatura dos gases em diferentes pontosda fornalha pode-se construir o campo de temperaturas. Assume-se que avariação da temperatura entre dois pontos é linear e determinam-se osconjuntos de pontos de igual temperatura (isotermas). Na Figura 3.10apresenta-se o campo de temperaturas na fornalha de um caldeira RETO,assim como o campo de concentrações de gases (Beatón and Silva, 1992).Estes campos de temperaturas e concentrações permitem avaliar: A existência de zonas com acúmulo de combustível; A localização do núcleo da chama; O efeito de injeção de ar secundário; O aparecimento de regimes de operação perigosos para as paredes de

tubos da fornalha.

Dixon (1984) apresenta resultados da medição da temperatura no núcleo dachama numa fornalha de queima em suspensão.

Outras medições de interesse, de maior complexidade, são a medição develocidade dos gases e do fluxo de calor em diferentes zonas da fornalha.



Figura 3.10 - Campo de temperatura e concentrações de gases na fornalha de umacaldeira (Beatón and Silva, 1992).



3.11 Exemplo de Resultados de Avaliação de Caldeiras Industriais

Dados da Caldeira

Caldeira: ZFW - SF 150Capacidade Nominal: 80 t/hFabricante: ZANINILicença: FOSTER-WEELER

Dados fornecidos pela usina

Umidade (W) e teor de sacarose (Aç) do bagaço:Média do dia: W = 49,6%; Aç = 1,7 %15:00/16:00/17:00h W = 48,6%; Aç = 1,7 %

Tabela 3.11 - Dados coletados utilizando-se a instrumentação da própria da usinaVapor Superaquecido Temperatura (oC) CO2

(%)emHora Vazão

(t/h)Pressão(kg/cm2)

Temp.(oC)

Água dealimentaçã

o

Gás do Pré-aquecedor

volume

16:05 70 20 300 100 180 1516:10 68 20 300 100 180 1416:15 64 20 300 100 180 1316:20 74 20 310 100 180 1416:25 62 20 300 100 170 1516:30 72 21 310 110 180 14Média 68,3 20,17 303,3 101,7 178,3 14,17

Dados obtidos com equipamento da UNICAMP

Tabela 3.12. Dados obtidos com o analizador de gás TESTO 33Temperatura (oC) Concentração em vol. (%)

Base seca

HoraProd. da

Combustãoapós o pré

aquecedor de ar

Ambiente O2 CO

16:00 151,05 31,9 4,20 0,30016:05 150,72 31,9 5,18 0,36016:10 150,6 31,9 5,18 0,20016:15 150,4 31,9 5,53 0,046Média 150,69 31,9 5,02 0,226



Dados da análíse imediata:

Tabela 3.13 - Resultados de análise imediata de amostras de bagaço ecinzas coletados na Usina (% em peso)

AmostraFixo

Umidade*(%)

Voláteis Cinzas Carbono

Bagaço 9,9 76,6 11,1 12,3Cinzas

(*) Umidade é aquela medida no laboratório da UNICAMP, ou sej,a não é a mesma do ponto decoleta.- Análise imediata realizada nos laboratórios da UNICAMP

Cálculos:

Determinação do excesso de ar (α):

O coeficiente de Bunte (β) é dado na literatura como sendo:

β = 2,24 x 10-2

A partir da fração medida de oxigênio pode-se determinar a fração volumétricade CO2:

CO2 = 21 - O1 + =

21 - 5,021 + 0,0224 = 15,63 %2

β

Estimativa da fração volumétrica do Nitrogênio, por diferença:

N2 = 100 - (CO2 + O2 + CO)N2 = 100 - (15,63 + 5,02 + 0,226) = 79,12%

Coeficiente de excesso de ar na saída da caldeira:

Utilizando-se dos dados obtidos pelas medições da equipe da UNICAMP:

Método 1:

α = N

N - 3,76 (O - 0,5 CO) = 79,12

79,12 - 3,76 x (5,02 - 0,5 x 0,226)2

2 2

α = 1,304

Método 2:

α = 21

21- O = 21

21 - 5,02 = 1,3142



Método 3:

α = CO

= 20,5415,63 = 1,3142

max

CO2

Utilizando-se a medição de CO2 da usina:

α = 20,5414,17 = 1,45

Determinação da eficiência térmica (η):

Como base na composição do bagaço, obtida na literatura, deve-se convertê-lapara os teores de umidade com os quais a caldeira estava operando na datado teste. Da literatura, tem-se:

Carbono Ct = 23,58%Hidrogênio Ht = 3,02%Enxofre St = 0,17%Oxigênio Ot = 21,74%Nitrogênio Nt = 0,10%Cinzas At = 1,79%Umidade Wt = 49,60%Total 100,00%

A conversão é realizada utilizando-se a expressão abaixo:

1,02 = 49,6 - 10048,6 - 100 =

W - 100W - 100 = K t

2

t2

Portanto, a composição elementar para as condições de combustão do bagaçopassa a ser:

Carbono Ct = 23,58% x K = 24,05%Hidrogênio Ht = 3,02% x K = 3,08%Enxofre St = 0,17% x K = 0,17%Oxigênio Ot = 21,74% x K = 0,17%Nitrogênio Nt = 0,10% x K = 0,10%Cinzas At = 1,79% x K = 1,83%Umidade Wt = 48,60%Total 100,00%

O poder calorífico inferior na base de trabalho, pode ser calculado por:

PCIt = 17.991 - 49 x Açt - 200,8 x Wt =PCIt = 17.991 - 49 c 1,7 - 200,8 c 48,6 = 8,142,82 kJ/kg

O calor disponível do combustível é a soma do poder calorífico mais o calorfísico do mesmo, ou seja:



Qdt = PCIt + CcTc = 8.148,82 + 1,34 x 31,9 = 8.191,57 kJ/kg

O volume de ar teórico, necessário para a combustão do bagaço, é:

Vao = 0,889 (Ct + 0,375 St) + 0,265 Ht - 0,0333 Ot

Vao = 0,0880 (24,05 + 0,375 c 0,17) + 0,265 c 3,08 - 0,0333 x 22,17

Vao = 2,22 m3/kg

O volume de gases triatômicos a serem produzidos pela combustão:

R O22 = 0,01866 (Ct + 0,375 St)

R O22 = 0,01866 (24,05 + 0,375 c 0,17) = 0,45 m3/kg

O volume teórico de nitrogênio:

VNo = 0,79 Va

o + 0,008 Nt = 0,79 x 2,22 + 0,008 x 0,1 = 1,75 m3/kg

O volume teórico de água é:

VN Oo

2 = 0,111 Ht + 0,0124 Wt + 0,1261 Va

o

VN Oo

2 = 0,111 x 3,08 + 1,0124 x 48,6 + 0,0161 + 2,22 = 0,98 m3/kg

Para uma temperatura dos produtos da combustão após o pré-aquecedor,medida pelo analisador de gases TESTO-33, de 150,69ºC, obtém-se, porinterpolação, as entalpias de CO2, N2, H2O, Cinzas e ar:

( . )c t CO2 = 264,51 kJ/m3

( . )c t N2 = 195,41 kJ/m3

( . )c t N O2 = 228,16 kJ/m3

( . )c t cin = 125,32 kJ/m3 ; e

(c.t)ar = 199.83 kJ/m3.

Portanto, determinamos a entalpia teórica dos gases de escape da caldeira,assumindo que a fração das cinzas arrastada pelos gases é de 80%, o queresulta em:

hA

go o

O

t

= V (c.t) + V (c.t) + V (c.t) (c.t) aRO CO N N No

N cin arr2 2 2 2 2 2 100

hgo = 0,45 264,51 + 1,75 195,41 + 098 228,16 + 125,32

1,38100 0,8

hgo = 686,43 kJ/kg



Da mesma maneira a entalpia do ar, à temperatura de 150,69ºC, é:

haro = (c. t) = V = 199,83 x 2,22 = 443,62 kJ / kgar ar

o

E, a entalpia dos gases de exaustão pode ser estimado por:

hgo = hgo + (α - 1) h o ar =

hge = 686,43 + (1,314 - 1) x 443,62 = 825,73 kJ/kg

A entalpia do ar frio calculado para uma temperatura ambiente de 31,9ºC ecalor específico do ar ambiente de 1,3204 kJ/m3 ºC:

haf = Vao Caf Taf = 2,22 x 1,3204 x 31,9

haf = 93,51 kJ/kg

Com base nestes dados, calculamos as perdas de calor.

Inicialmente, calcula-se as perdas com cinzas (q4), assumindo que a fração decinzas arrastada com os gases, e removida no lavador de gases, é da ordemde 80% e que a fração de cinzas atribuída a escória é de 20%, temos:

q 4 = (a C

100 - C a C

100 - C 327,8 A

Q = esc

esc

escarr

arr

arr

t

dt)

q4 578191,1,83x 327,8 )

50,2 - 10050,20,8 +

7 - 1007(0,2 ====

q4 = 6,02%

As perdas com gases de escape (q2)

q 2 = h - x h

Q (100 - qge af

o

dt 4

α)

= 825,51 - 1,314 x 93,51

8191,57 x 100 - 6,02

= 8,06 %100

Para o cálculo das perdas por combustão química incompleta é necessária adeterminação do volume de gases secos:

Vgs = 1,86 C + 0,375 S

CO + CO x 100 - q

100

t t

2

4

= 1,86 24,05 + 0,375 x 0,17

15,63 + 0,226 x 100 - 6,02

100



Vge = 2,66 m3/kg

E, as perdas por combustão química incompleta (q3) são:

q3 = 126,4 CO VQ 100 = 126,4 x 0,226 x

2,668191,57 x 100 = 0,93 %gs

dt

As perdas de calor para o meio ambiente por convecção (q5) são determinadaspor nomograma, e resulta em:

qm

s

vs

= q m

= 0,75 80

68,3 = 0,88 %5 nomvanom

⋅

⋅

Portanto, a eficiência térmica da caldeira é:

η = 100 - (q2 + q3 + q4 + q5)

η = 100 - (8,06 + 0,93 + 6,02 + 0,88) = 84,11 %

Sabendo que a produção de vapor superaquecido foi de:

mvs

⋅ = 68,3 t / h = 18,97 kg / s

e com uma pressão e temperatura do mesmo de:

Pvs = 20,17 kg/cm3 e Tvs = 303,3 oC

a entalpia do vapor superaquecido é de: hvs = 2987,85 kJ/kg e para a água dealimentação a Tas = 101,7ºC a sua entalpia é de:

has = 421,0 kJ/kg

Portanto podemos calcular o fluxo de calor útil produzido pela caldeira:

Qu vs

⋅ ⋅ = m (hvs - has) = 18,97 (2987,85 - 421,0) = 48,693,14 kW

O consumo de bagaço pode ser calculado pela expressão:

C = Q

0,01 Q = 48,693,14

0,01 x 8,191,57 x 84,11u

dt

⋅

η

C = 7,07 kg/s = 25,44 t/h

Considerando, que o valor mais freqüente para as perdas por combustãomecânica incompleta (q4), situa-se na faixa de 3 a 4%, e para as perdas porcombustão química incompleta (q3) na faixa de 0,3 a 0,5%, pode-se assumir



que a eficiência da caldeira poderia alcançar 86,5%. Assim, para a mesmaprodução de vapor superaquecido o consumo de bagaço cairá para:

C = 6,9 kg/s = 24,88 t/h

ou seja a redução de consumo será de:

∆C = 25,44 - 24,88 = 0,56 t/h

ou, assumindo uma safra de 6 a 8 meses e um fator de utilização de caldeirade 80% (20% do tempo paradas de manutenção ou outras) a economia debagaço em uma safra poderia ser da ordem de 1.935,4 a 2.580,5 toneladas ouassumindo um preço de venda de US$ 11.00 por tonelada de bagaço,significaria uma renda para a usina da ordem de US$ 21,289.40 a US$28,385.30 por ano.

Conclusões:

1) O coeficiente de excesso de ar, na saída da fornalha, recomendado paracaldeiras que queimam bagaço é de 1,3. Considerando as infiltrações dear que ocorrem no percurso dos gases até o exaustor, o coeficiente deexcesso de ar na saída da caldeira deve estar na faixa de 1,5 a 1,6.Porém, os valores obtidos nos testes de 1,304 (com base nas mediçõesde oxigênio e monóxido de carbono do TESTO-33), 1,314 (com baseapenas na medição do teor de oxigênio pelo TESTO-33) e 1,45 (combase na medição de CO2 utilizando o analisador FRYTE pelo pessoal deoperação da usina) são menores que o esperado, o que pode constituir acausa do teor relativamente alto de monóxido de carbono nos gases deexaustão;

2) O teor de carbono fixo, encontrado nas cinzas retiradas do separadorúmido, de 50,2%, é alto. Geralmente, o teor de carbono fixo nas cinzasarrastadas pelos gases é da ordem de 20%. Assumindo, que a fração decinzas arrastadas pelos gases nesta caldeira é de 80%, foram calculadasas perdas por combustão mecânica incompleta de 6,02%. E este valorexcede o normalmente encontrado em caldeiras que queimam bagaçoem 2 a 3%;

3) Os resultados apresentados acima indicam a possibilidade de seincrementar a eficiência da caldeira, porém devido a quantidade limitadade medições estes resultados tem um caráter preliminar, necessitando darealização de testes incomplementares.



3.12 Referências

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