apostila opu3 - fornos, caldeiras e torres de resfriamento

Operações Unitárias da Indústria Química

Equipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca Térmica

FornosFornosFornosFornos,,,, Caldeiras Caldeiras Caldeiras Caldeiras e e e e

Torres de ResfriamentoTorres de ResfriamentoTorres de ResfriamentoTorres de Resfriamento

Volume 2

George de Souza Mustafa Janeiro/2008

Salvador, Bahia

Operações Unitárias

da Indústria Química EquipamentoEquipamentoEquipamentoEquipamentos de Troca Térmicas de Troca Térmicas de Troca Térmicas de Troca Térmica



Volume 2

Operações Unitárias da Indústria Química

Equipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca TérmicaEquipamentos de Troca Térmica



Volume 2

1ª Edição

George de Souza Mustafa Professor de Engenharia Química

Universidade Salvador - UNIFACS

Salvador - Bahia

2008

Reservados todos os direitos. É proibida a duplicação ou reprodução deste volume, ou partes

do mesmo, sob qualquer forma ou por quaisquer meios (eletrônico, mecânico, gravação,

fotocópia ou outros), sem a permissão expressa do autor.

PREFÁCIO

Este livro tem como principal objetivo apresentar, de forma introdutória, os principais

equipamentos utilizados na indústria química para transferência de calor.

O volume 1 deste livo é dedicado aos equipamentos de troca térmica por contato

indireto: os trocadores de calor. Os equipamentos que operam na presença de chama, fornos

e caldeiras, são tratados no volume 2. Este volume, estuda também as torres de

resfriamento, equipamentos onde ocorrem transfências de massa e calor,

concomitantemente.

No volume 2, são apresentados os princípios de funcionamento e detalhes

construtivos dos principais tipos de fornos, caldeiras e torres de resfriamento. Os métodos

de cálculo para dimensionamento destes equipamentos também são estudados neste

volume.

SUMÁRIO Pág.

1 - INTRODUÇÃO 1

2 - DEFINIÇÃO 4

3 - CLASSIFICAÇÃO DOS TROCADORES DE CALOR 5

4 - TROCADOR TUBO DUPLO OU BITUBULAR 7

5 - RESFRIADOR A AR (AIR COOLER) 8

6 - TROCADOR DE PLACAS 11

7 - PRÉ-AQUECEDOR DE AR TIPO LJUNGSTROM 15

8 - TROCADOR TIPO ESPIRAIS 17

9 - AQUECEDOR DE TANQUE 18

10 - TROCADOR BAIONETA 19

11 - TROCADOR PLATE-FIN 19

12 - TROCADOR DE SUPERFÍCIE RASPADA 22

13 - TROCADOR TIPO PAINÉIS 23

14 - TROCADOR DE TEFLON 24

15 - TROCADOR DE GRAFITE 24

16 - TROCADOR DE VIDRO 25

17 - TROCADOR DE CALOR CASCO-E-TUBOS 26

17.1 - Definição 26

17.2 - Nomenclatura dos componentes 27

17.3 - Tipos de trocadores de calor casco-e-tubos 28

17.4 - Feixe de tubos 29

17.5 - Arranjo das passagens do fluido pelo lado dos tubos 34

17.6 - Arranjo dos tubos no espelho 36

17.7 - Quebra-jato 37

17.8 - Tiras de selagem 38

17.9 - Codificação TEMA 38

17.10 -Materiais 44

17.11 –Aspectos operacionais 45

17.12 –Manutenção 48

18 - PROCESSOS DE TRANSFERÊNCIA DE CALOR 53

Equipamentos de Troca Térmica Trocadores de Calor

ii

18.1 – Condução 53

18.2 – Convecção 55

18.3 – Radiação 56

19 - COEFICIENTE GLOBAL DE TROCA TÉRMICA 59

20 - DIFERENÇA DE TEMPERATURA 61

21 - TEMPERATURAS CALÓRICAS E DA PAREDE DO TUBO 63

21.1 – Temperatura calórica 63

21.2 – Temperatura da parede do tubo 64

22 - PERDA DE CARGA 65

23 - PROJETO DE TROCADOR BITUBULAR 67

24 - PROJETO DE TROCADOR DE CALOR CASCO-E-TUBOS 73

25 - REFERVEDORES 93

26 - CONDENSADOR 104

27 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 111

ANEXOS 112

ANEXO 1 – Quadros e Figuras do Kern 113

ANEXO 2 – Capítulo 14 do Timmerhaus: “Alternative Approaches to Heat Exchanger Performance”

168

ANEXO 3 – Capítulo 14 do Timmerhaus: “Films Coefficients and Overall Coefficients for Various Heat-Transfer Situations”

174

ANEXO 4 – Capítulo 14 do Timmerhaus: “Kern Method, Bell-Delaware Method and Wills-Johnston Method”

178

1. INTRODUÇÃO

No projeto de processos químicos, cada etapa a ser utilizada, seja reações químicas ou modificações físicas, deve ser analisada individualmente. Estas etapas, na produção de qualquer produto químico, podem ser esquematizadas conforme o diagrama de bloco abaixo.

Reação Química

Separação

Ajustes das Condições Operacionais para a

Reação Química

Armazenamento de Matéria(s)-Prima(s)

Ajustes das Condições Operacionais para o

Armazenamento

Ajustes das Condições Operacionais para a

Separação

Armazenamento de Produto(s)

UNIFACS EQUIPAMENTOS DE TROCA TÉRMICA

Elaborado por: George de Souza Mustafa 2

Antes de entrar(em) no reator, a(s) matéria(s)-prima(s) passa(m) através de vários equipamentos, onde a pressão, temperatura, composição e estado físico são ajustados para que sejam alcançadas as condições ótimas em que ocorrem as reações químicas. Estes ajustes são necessários porque as condições operacionais do armazenamento e da reação química são diferentes.

Após os ajustes, os reagentes contidos na(s) matéria(s)-prima(s) são transformados em produto(s) na etapa seguinte, ou seja, na etapa da reação química.

Os efluentes do reator são, em geral, uma mistura de produtos, contaminantes e reagentes não reagidos que devem ser separados em equipamentos apropriados para se obter o(s) produto(s) na pureza adequada para ser(em) colocado(s) no mercado - os reagentes não reagidos separados do(s) produto(s) são reciclados para o início do processo. Entretanto, antes de sofrer a separação, a mistura reacional proveniente do reator deve passar também através de vários equipamentos, onde a pressão, a temperatura, a composição e estado físico são ajustados para que sejam alcançadas as condições ideais em que ocorre a separação.

Como também as condições do armazenamento do(s) produto(s) são geralmente diferentes das condições da etapa de separação, antes do(s) produto(s) ser(em) enviado(s) para a área de tancagem, devem ser ajustada a pressão e temperatura ideais para o seu armazenamento seguro.

Em geral, em todos os equipamentos utilizados antes e após o reator ocorrem apenas mudanças físicas no material, independentemente do material que está sendo processado, tais como: elevação ou redução da pressão, aquecimento, resfriamento ou refrigeração, mistura, separação etc. Na Tabela 1, são apresentados os principais equipamentos industriais e suas aplicações nos processos químicos.

Tabela 1.1 - Equipamentos industriais e suas aplicações.

Aplicações Equipamentos Bombas (líquidos) Aumento de pressão Compressores (gases) Válvulas Orifícios de restrição (OR)

Redução de pressão até a pressão atmosférica

Bocais Ejetores Redução de pressão abaixo da pressão atmosférica Bombas de vácuo Trocadores de calor Fornos

Aumento da temperatura

Caldeiras (geração de vapor)



Tabela 1.1 - Equipamentos industriais e suas aplicações (continuação).

Aplicações Equipamentos Trocadores de calor Torres de quench

Redução de temperatura até a temperatura ambiente

Torres de resfriamento (água) Redução de temperatura abaixo da temperatura ambiente Sistemas de refrigeração

Turbinas Acionamento primário de equipamentos rotativos Motores Vasos de pressão (acumuladores) Tanques atmosféricos Tanques pressurizados Esferas

Armazenamento

Bacias Reação química Reatores

Misturadores em linha Homogeneização da composição de mistura Vasos ou tanques com agitador Colunas de destilação Colunas de absorção Colunas de adsorção Colunas de extração Permeadores com membrana Vasos de “flash” Evaporadores

Separação de misturas homogêneas

Cristalizadores Decantadores Filtros Peneiras Centrífugadores Precipitadores eletrostáticos

Separação de misturas heterogêneas

Clicones Redução da granulometria Moinhos

Nos próximos capítulos, serão apresentados os conceitos, tipos, princípios de funcionamento, detalhes construtivos e cálculos utilizados para o projeto dos fornos, caldeiras e torres de resfriamento.

2. COMBUSTÃO

A combustão é uma reação química na qual o oxigênio toma parte, ocorrendo, simultaneamente, um intenso desprendimento de energia. Uma reação química consiste em modificações da arquitetura molecular de um elemento ou composto, alterando as suas propriedades, com formação de outros compostos. Quando a nova arquitetura molecular contém menos energia que a original, resulta o desprendimento de energia, que pode ocorrer sob estas formas: calor e luz.

No processo de combustão, a energia é liberada em forma de calor e luz, resultando em especial o desprendimento de calor. Veja a reação que segue:

C(s) + O2(g) � CO2(g) + 96.400 cal/mol

Esta reação somente pode ocorrer em condições ideais de temperatura e pressão. O simples contato do carbono no estado sólido, C(s), com o oxigênio no estado gasoso, O2(g), em temperatura e pressão ambientes, nada resulta. Já o contato do carbono e oxigênio em temperaturas superiores a 400°C resulta na reação acima e o respectivo desprendimento de energia.

A energia desenvolvida na reação é denominada entalpia de reação que, no caso da combustão, chama-se entalpia de combustão, expressa em função de unidade de massa: cal/mol. Refere-se, no caso, à cal/mol do produto em combustão. Pode-se, assim, definir a combustão como sendo a reação que se verifica entre um combustível e o oxigênio (geralmente, o contido no ar atmosférico) com intenso desprendimento de calor e luz. O oxigênio, quer seja puro ou contido no ar atmosférico, age como comburente, alimentando a combustão. Para que se observe a combustão, torna-se necessária a presença do combustível em condições ideais.

Em todas as reações de combustão, o que é mais importante é a energia liberada, ou seja, o ∆H apontado nas reações. O termo ∆H varia de reação a reação, até mesmo na combustão de um elemento, como será visto a seguir.

Na combustão do carbono mineral puro em presença de oxigênio puro podem ocorrer dois tipos de reação:

1º caso: combustão completa

C(s) + O2(g) � CO2(g) + 96.400 cal/mol

Houve a formação de dióxido de carbono (CO2) e liberação de energia (96.400 cal/mol).

2º caso: combustão incompleta

C(s) + O2(g) � CO(g) + 28.700 cal/mol



Houve a formação de monóxido de carbono (CO) e liberação de energia (28.700 cal/mol). Reações semelhantes podem ser observadas frente ao hidrogênio e ao enxofre, resultando na formação da água e do dióxido de enxofre (SO2), respectivamente.

H2(g) + 1 O2(g) � H2O(g); ∆H2

2

∆H3 = -57.800 cal/mol

S(s) + O2(g) � SO2(g); ∆H4

∆H4 = -70.940 cal/mol

Assim, teremos:

C(s) + O2(g) � CO2(g); ∆H1

∆H1 = -96.400 ≅ -8.025 cal/g 12,011

∆�H1 = -8.025 kcal/kg de carbono C(s) + 1 O2(g) � CO(g); ∆H2 ∆H2 = -28.700 ≅ -2,390 cal/g 12,011

ou

∆H2 = -2,390 kcal/kg de carbono

H2(g) + 1 O2(g) � H2O(g); ∆H3 2

∆H3 = -57.800 ≅ -28.670 cal/g 2,016

ou

∆H3 = - 28.670 kcal/kg de hidrogênio

S(s) + O2(g) � SO2(g); ∆H4

∆H4 = -70.940 ≅ -2.212 cal/g

32,066

ou

∆H4 = -2,212 kcal/kg de enxofre

Combustão do Carbono



Quando o carbono, mineral ou vegetal, entra em combustão em presença do ar atmosférico, observa-se a formação de dióxido de carbono e liberação de energia térmica.

A quantidade de energia liberada durante a combustão completa de um quilo de carbono puro é de aproximadamente 8.000 kcal.

Se quantidade de ar é insuficiente, a combustão se torna incompleta, resultando o monóxido de carbono.

C(s) + 1 O2(g) � CO(g); ∆H5

2

O efeito térmico dessa reação, quando se refere ao carbono mineral puro, é de 2.390 kcal/kg.

Se o monóxido de carbono formado entra em combustão para formar o dióxido de carbono, o efeito térmico será de:

CO(g) + 1 O2(g) � CO2(g); ∆H6 2

∆H6 ≅ -5.640 kcal/kg

A combustão completa de 1 kg de carbono mineral puro resulta, então, em ≅ 8.030 kcal. Assim, quando o carbono entra em combustão com formação de CO, observa-se uma perda de 5.640 kcal/kg do combustível, o que corresponde a aproximadamente 80% de seu efeito térmico. Ocorre, no caso, uma combustão incompleta por falta de oxigênio.

A combustão pode ser parcial, resultando então CO e CO2, sem excesso de oxigênio. O resultado de uma combustão pode ser analisado frente aos gases resultantes da combustão.

Para se verificar o resultado de uma combustão, torna-se necessária uma análise química dos gases de combustão e interpretação do resultado da análise frente à composição destes gases. Uma combustão completa exige a transformação total do carbono em CO2.

Combustão do Hidrogênio

A combustão do hidrogênio resulta na formação de H2O e liberação de calor, reação (reação 4).

Nos processos normais de combustão de hidrogênio em fornalhas, observa-se a formação de vapor d’água em suspensão na fumaça e, com isto, um consumo de energia de vaporização de água, ocorrendo uma perda inevitável de 540 kcal/kg para se evaporar 1 kg de água.



Assim, o hidrogênio e todos os combustíveis que o contêm apresentam dois valores para a entalpia de combustão:

• Superior - quando se supõe que todo o vapor d’água se condensa e esfria até a temperatura ambiente, o que é impraticável em condições industriais;

• Inferior - quando se supõe que a água é evaporada no ambiente de combustão, o que realmente ocorre.

Recordando-se que a entalpia de vaporização da água à pressão de 1 atm. é 540 kcal/kg, pode-se ter para ambos os casos o poder calorífico do hidrogênio como segue:

2H2(g) + O2(g) � 2H2O(liq); ∆H7 ∆H7 = -34. 160 kcal/kg de hidrogênio

2H2(g) + O2(g) � 2 H2O(vap); ∆H8

∆H8 = - 28.890 kcal/kg de hidrogênio

Combustão do Enxofre

A combustão do enxofre se observa com formação de SO2 e liberação de aproximadamente 2.220 kcal/kg de enxofre, reação 5.

No caso de um combustível sólido ou líquido que contenha, além do carbono, hidrogênio, enxofre e oxigênio, é necessário subtrair do teor de hidrogênio a quantidade de oxigênio contido no combustível, pois para todos os cálculos se supõe que na realidade se encontram combinados o hidrogênio e o oxigênio. Essa quantidade é igual a aproximadamente 1/8 do teor de oxigênio.

Entalpia de combus tão - ( ∆∆∆∆H) - de diversos combustíveis

Componentes puros kcal/kg Btu/lb

Carbono - C a CO

CO a CO2

C a CO2

2.390

5.640

8.030

4.302

10.150

14.452

Hidrogênio - H2 a H2O (liq)

H2 H2O (vap)

34.160

28.890

61.480

3.995

Enxofre - S a SO2 34.160 3.995



Cálculo do Poder Calorífico de um Combustível Sólido ou Líquido

O cálculo teórico do poder calorífico de um combustível sólido ou líquido pode ser efetuado pela expressão que se segue, baseada nas reações de combustão dos componentes puros:

Poder calorífico (kcal/kg) = C% . 8.030 + (O%-H%) . 28,890 + S% · 2,220 8

A expressão apresenta resultados satisfatórios, mas não reais.

O poder calorífico dos combustíveis gasosos é expresso, normalmente, em kcal/m3

do gás, medido à pressão de 760mm Hg e à temperatura de 15,5°C.

Poder Calorífico Superior e Inferior

A maioria dos combustíveis contêm hidrogênio e sua constituição, dá, como resultado no processo de combustão, o vapor d’água. A água formada pode permanecer no estado vapor ou se condensar no ambiente de combustão. Resultam daí dois valores para o calor de combustão do combustível que contêm hidrogênio (veja combustão do hidrogênio):

• Poder calorífico superior -- quando se considera que todo vapor d’água formado pela combustão do hidrogênio contido no combustível é condensado e resfriando à temperatura ambiente. Considera-se, no caso entalpia de vaporização da água.

• Poder calorífico inferior -- quando se considera que o vapor d’água não se condensa e todo produto resultante da combustão do hidrogênio permanece em estado de vapor.

Os resultados são bem diversos. Em trabalhos técnicos geralmente se considera o poder calorífico inferior para maior precisão, pois essas condições são mais reais. O quadro a seguir apresenta o poder calorífico de algumas substâncias:

PODER CALORÍFICO DE H2 / CO / HIDROCARBONETOS

SUBSTÂNCIA P C S (Kcal/Kg) P C I (Kcal/Kg)

Hidrogênio 33.887,6 28.669,6

Monóxido de Carbono 2.414,7 -

Metano 13.265,1 11.953,6

Etano 12.399,2 11.349,6

Propano 12.033,5 11.079,2

n-Butano 11.837,3 10.932,3



n-Pentano 11.714,6 10.839,7

Benzeno 9.998,7 9.594,7

Tolueno 10.142,8 9.686,1

Eteno 12.021,7 11.271,7

Propeno 11.692,3 10.942,3

Buteno-1 11581,3 10.831,3

Acetileno 11.930,2 11.526,2

Metilacetileno 11.559,8 11.034,6

Etilacetileno 11.478,7 10895,2

Determinacão do Poder Calorífico de Combustíveis

A determinação do poder calorífico de combustíveis sólidos e líquidos é, geralmente, feita com auxílio de calorímetros do tipo Parr, e seguem as mesmas normas, quer sejam da ASTM ou DIN.

A determinação direta do poder calorífico inferior é difícil em equipamentos convencionais e o seu valor é obtido por cálculos a partir do poder calorífico superior, determinado experimentalmente nas bombas calorimétricas. Seu cálculo é:

QI = QS - 570W

Onde,

• QI = poder calorífico inferior - kcal/kg

• QS = poder calorífico superior - kcal/kg

• W = kg de H2O formado por kg de combustível

• 570 = fator - entalpia de vaporização da água, com as devidas correções de ordem prática.

2.4 CONSUMO DE OXIGÊNIO NOS PROCESSOS DE COMBUSTÃO

2.4.1 AR ATMOSFÉRICO

A fonte normal de oxigênio para o processo de combustão é o ar atmosférico, que é

uma mistura de oxigênio e nitrogênio e, em menor proporção, de gases nobres, contendo



também uma quantidade variável de vapor d’água.

Tabela 3 - Composição do ar seco

Composição Massa

Molecular

Em Volume

%

Em peso

%

Fração

molar

Nitrogênio - N2 28,018 78,03 75,5 0,7808

Oxigênio - O2 32,000 20,99 23,0 0,2095

Argônio - Ar 39,944 0,94 1,225 0,0093

Dióxido de carbono - CO2 44,01 0,004 0,045 0,0004

Hidrogênio - H2 2,016 0,01 0,017 0,0001

Outros gases --- --- --- ---

Vapor d'água variável variável variável variável

A proporção de cada um dos componentes é praticamente constante, observando-se

acentuada variação apenas do vapor d’água.

O nitrogênio e os gases nobres são inertes nos processos de combustão; não tomam

parte neles.

A variação da composição do ar seco, quando considerado em volume e peso, é

devida à densidade dos componentes.

2.4.2 CONSUMO DE OXIGÊNIO NA COMBUSTÃO

O cálculo do consumo de oxigênio num processo de combustão pode ser realizado de

várias maneiras, todas elas baseadas na equação de combustão, ou melhor, na



estequiometria das reações.

Com esse recurso, pode-se calcular o consumo teórico de oxigênio para qualquer

processo de combustão.

Vejamos as reações de combustão que seguem:

C + O2 CO2

C + 1 O2 CO 2

H2 + 1 O2 H2O 2

S + O2 SO2

CH4 + 2O2 CO2 + 2H2O

2C2H2 + 5O2 4CO2 + 2H2O

C2H4 + 3O2 4CO2 + 2H2O

2C2H6 + 7O2 4CO2 + 6H2O

2H2S + 3O2 2O2 + 2H2O

2.5 COMBUSTÍVEIS LÍQUIDOS E SUAS PROPRIEDADES

Os combustíveis líquidos utilizados nos mais diversos processos de aquecimento

industrial, isto é, com exceção daqueles utilizados em motores de Combustão interna,

poderiam ser chamados genericamente de óleos combustíveis, uma vez que estes

representam quase que a totalidade dos combustíveis utilizados para esse fim.

No Brasil no entanto, diferentemente do que ocorre em diversos países que adotam o

termo "fuel oil" de forma genérica, o termo "óleo combustível" é empregado apenas na

designação de frações residuais, derivados do processo de refino de petróleo, não incluindo

portanto os subprodutos denominados genericamente destilados (querosene, óleo diesel,

etc).



A principal e mais tradicional fonte de combustíveis líquidos é o petróleo, podendo

ser obtidos também a partir de carvão ou de xisto mediante processos de extração e/ou

pirólise. Outros processos de obtenção como extração a partir de vegetais, ou produção de

lamas constituídas de finas partículas de carvão ou betume dispersas em água, são

consideradas fontes alternativas que atualmente não tem utilização significativa comparável

aos derivados de petróleo, não sendo consideradas neste texto.

2.5.1 PETRÓLEO COMO FONTE DE COMBUSTÍVEIS LÍQUIDOS

O petróleo é constituído essencialmente, de uma mistura de hidrocarbonetos onde os

elementos preponderantes são o carbono (85 - 90%) e hidrogênio (10 -l4%), com pequenas

quantidades de enxofre (0,2 - 7%), nitrogênio (0,1 - 2%) e oxigênio (0 - 1,5%).

Compostos organo-metálicos podem estar presentes em pequenas proporções (da

ordem de ppm), constituindo-se principalmente de ferro, níquel e vanádio, e são

considerados impurezas indesejáveis, com efeitos nem sempre desprezíveis, tanto nos

processos de refino quanto nos processos de combustão nas frações mais pesadas

(RESVAC, RASF) em diferentes proporções, o que define também o custo final.

A utilização de um ou outro tipo é determinada por fatores econômicos e/ou

ambientais. O custo menor dos óleos mais viscosos, implica em maiores requisitos quanto

ao aquecimento necessário ao manuseio, com implicações também nos processos de

nebulização, combustão e formação de poluentes, como decorrência da maior concentração

de frações mais pesadas. como veremos mais adiante.

2.5.2 PROPRIEDADES DOS COMBUSTÍVEIS LÍQUIDOS

São várias as propriedades definidas para os combustíveis líquidos, determinadas por

diversos métodos e ensaios padronizados, sendo importantes na sua caracterização. e

definições quanto às aplicações mais apropriadas As propriedades descritas a seguir são

consideradas as mais relevantes nos aspectos relativos ao manuseio e processos de

nebulização, combustão e emissão de poluentes.

2.5.2.1 DENSIDADE



Densidade é definida como a massa contida em uma unidade de volume.

Freqüentemente utiliza-se o conceito de densidade relativa que é definida como a relação

entre a densidade do fluido e a da água na mesma temperatura.

Embora o termo densidade relativa seja o mais correto, é ainda comum utilizar para

petróleo e seus derivados a densidade expressa em ºAPI (American Petroleum lnstitute)

definido como:

ºAPI = 145,1 - 131.5 (1)

densidade (15ºC)

Para os hidrocarbonetos líquidos o valor da densidade é geralmente tanto maior

quanto maior a relação carbono/hidrogênio, apresentando comportamento semelhante em

relação ao poder calorífico. A Figura 1 ilustra tal comportamento, indicando também a

influencia do teor de enxofre.

Figura 1 - Poder calorífico versus densidade e relação C/H de óleos



2.5.2.2 VISCOSIDADE

A viscosidade é uma medida da resistência ao escoamento de um fluido, assumindo

portanto relevância no manuseio dos combustíveis líquidos (armazenamento,

bombeamento) afetando também significativamente o processo de nebulização, como

veremos mais adiante.

A viscosidade absoluta é definida como a força em dinas necessária para mover um

plano de lcm2 a uma distância de l cm, de um outro plano de mesma área, por uma distância

de l cm no um intervalo de tempo de l segundo. A viscosidade absoluta ou dinâmica é

expressa no sistema CGS em g/cm.s denominada poise.

Define-se viscosidade cinemática como sendo a relação entre a viscosidade dinâmica

e a densidade, sendo expressa no sistema CGS em cm2/s denominada stokes.

Freqüentemente utiliza-se as denominações centipoise (10-2 poise) e centistokes (10-2

stokes) como unidades de viscosidades dinâmica e cinemática respectivamente.

Os viscosímetros comumente utilizados determinam a viscosidade cinemática, cujo

valor está associado ao tempo de escoamento de um determinado volume de líquido através

de um orifício calibrado. Existem várias escalas de viscosidade que se diferenciam no

procedimento de medição e nas dimensões dos orifícios, e a conversão de tempo t em

segundos para stokes poder ser feita através das expressões da Tabela 4.

Tabela 4 - Conversão de escalas de viscosidade

ESCALA DE VISCOSIDADE

FAIXA DE TEMPO VISCOSIDADE

CINEMÁTICA (STOKES)

SSU (Standart Saybolt Universal)

32 < t < 100 0,00226 t - 1,95/t

t < 100 0,00220 t - 1,35/t

SSF (Standart Saybolt Furol)

25 < t < 40 0,0224 t - 1,84/t



t > 40 0,0216 t - 0,60/t

Redwood 34 < t < 100 0,0026 t - 1,79/t

t > 100 0,00247 t - 0,50/t

Redwood Almirantado 0,027 t - 20/t

Engler 0,00147 t - 3,74/t

*t = tempo em segundos

Para óleos combustíveis utiliza-se geralmente as escalas SSU e SSF, sendo a segunda

mais empregada para óleos de viscosidades mais elevadas

A viscosidade de óleos combustíveis varia significativamente com a temperatura,

com comportamento não linear. A equação de Walther, (2), permite determinar

aproximadamente a lei de variação da viscosidade com a temperatura de uma mistura de

hidrocarbonetos líquidos.

log(log v) = a+b.logT (2)

Onde: v : viscosidade cinemática (centistokes);

T : temperatura absoluta em graus Rankine (R = l,8 K);

a, b : constantes características de um determinado óleo;

Com a expressão (2), e conhecendo-se dois valores de viscosidade em diferentes

temperaturas, é possível determinar os valores das constantes a e b e obter-se a expressão

que permite estimar o valor da viscosidade do óleo numa larga faixa de temperaturas.

2.5.2.3 RESÍDUO DE CARBONO

O resíduo de carbono, expresso em porcentagem em peso é uma medida da

quantidade de material sólido remanescente quando o líquido e aquecido, sob condições

específicas estabelecidas pelos métodos, em bulbo de vidro parcialmente fechado. Durante

o aquecimento ocorrem fenômenos de evaporarão das frações mais leves, e pirólise das

frações de maior peso molecular, que ao se decomporem formam depósitos de material

carbonáceo no interior do bulbo.



Os métodos mais utilizados são os denominados Ramsbottom e Conradson, sendo

este último o mais usual para óleos combustíveis residuais. Os valores obtidos nos ensaios

indicam tendências de formação de resíduos sólidos quando os óleos são submetidos a

elevadas temperaturas, por exemplo, em processos de combustão.

Em geral o resíduo de carbono é tanto mais alto quanto maior a viscosidade do óleo,

Os óleos de base naftênica geralmente apresentam valores mais elevados de resíduo de

carbono do que os de base parafínica.

2.5.2.4 ASFALTENOS

Asfaltenos são grandes estruturas de hidrocarbonetos aromáticos condensados com

ramificações de cadeias parafínicas na periferia, contendo também átomos de enxofre,

nitrogênio e vanádio na sua composição. Estas estruturas são pouco miscíveis no óleo,

permanecendo em suspensão.

O teor de asfaltenos é expresso como uma ação em massa expressa em porcentagem,

cuja determinação é feita mediante precipitação pela adição de um solvente não polar ao

óleo combustível.

O teor de asfaltemos assim como o resíduo de carbono indicam tendências à

formação de material particulado. O teor de asfaltenos, adicionalmente, está associado à

formação de NOx, uma vez que os asfaltemos contém parcela considerável do nitrogênio

"combustível".

2.5.2.5 CINZAS

Os combustíveis líquidos destilados com com quantidades desprezíveis de cinzas,

enquanto que nos combustíveis residuais estes teores podem atingir valores da ordem de

0,1%, dependendo do tipo isto é, decorrência da presença dos constituintes organo-

metálicos e de sais inorgânicos solúveis como cloreto de sódio proveniente do petróleo, que

se incorporam às frações mais pesadas durante o processo de refino.

2.5.2.6 CINZA NO COMBUSTÍVEL



Cinzas são resíduos da combustão, compostas por óxidos que se apresentam

normalmente no estado sólido à temperatura ambiente. As cinzas formadas na combustão

são elutriadas (cinzas voláteis) e/ou depositadas em geral nos cinzeiros.

A cinza no combustível pode ter diversas origens, por exemplo:

a) impurezas, como elementos metálicos e semi-metais ou metalóides,

presentes na estrutura molecular do combustível, devido à sua própria formação;

b) fragmentos de argila, areia, sais, pirita, etc. agregados ao combustível sólido

ou misturados no combustível líquido (sedimentos);

c) fragmentos do solo misturados com o combustível na mineração e/ou

manuseio.

As impurezas do tipo b e c podem ser separadas (ou retiradas em parte) por processos

físicos, tais como lavagem, decantação gravitacional ou centrífuga, flotação, destilação,

filtragem. etc.

Como a combustão se processa a elevada temperatura, é necessário o conhecimento

do comportamento das cinzas nessas condições para evitar inconvenientes provocados por

operações inadequadas e orientar a escolha dos materiais refratários com características

compatíveis com as condições existentes no interior da câmara de combustão.

As propriedades de interesse, regularmente determinadas em análises laboratoriais,

são composição química e fusibilidade da cinza.

A composição química das cinzas permite avaliar o seu comportamento quanto aos

seguintes aspectos:

• Ataque de refratários

O ataque químico das cinzas aos refratários pode ser evitado ao escolher refratários

com comportamento químico semelhante ao das cinzas.

Os óxidos presentes nas cinzas apresentam as seguintes tendências:

- os óxidos de elementos metálicos são básicos;



- os óxidos de semi-metais são geralmente ácidos, tais como óxidos de silício,

zircônio e titânio;

- excepcionalmente, alguns óxidos são neutros, como o óxido de alumínio.

Os materiais refratários que entram em contato com as cinzas devem ter baixa

porosidade, pois as cinzas alojadas nos poros ao se dilatarem provocam rachaduras nas

superfícies dos mesmos.

• O amolecimento e fusão das cinzas

O ensaio de fusibilidade determina as temperaturas inicial e final de amolecimento da

cinza.

Observa-se uma influência acentuada do óxido de ferro na fusibilidade da cinza em

atmosfera gasosa redutora, com sensível abaixamento da temperatura de amolecimento em

relação à atmosfera gasosa oxidante.

As cinzas compostas por óxidos só básicos ou só ácidos apresentam temperaturas de

amolecimento superiores às cinzas obtidas com a mistura dos mesmos óxidos básicos com

ácidos, devido à formação de eutéticos.

Os processos de combustão com temperaturas superiores ao ponto de amolecimento

da cinza podem propiciar a aglomeração de material particulado denominado "sinter", ou a

fusão da cinza "slagging", que geralmente inviabilizam a continuidade do processo ou

reduzem a eficiência da troca de calor rio equipamento.

• Sublimação de compostos

Os óxidos alcalinos Na2O e K2O, diferem dos demais óxidos, pois uma boa parte dos

mesmos se volatiliza durante a combustão, e condensa-se em temperaturas em torno de

760ºC; ao condensar-se nas superfícies mais frias do equipamento aglutinam as cinzas

voláteis, propiciando corrosão e redução da taxa de transferência de calor nestas

superfícies.

2.5.2.7 ÁGUA E SEDIMENTOS



Tal como em relação as cinzas as frações destiladas contém quantidades de até 0, l %

de água e sedimentos. As frações residuais por sua vez não podem reter em suspensão

quantidades superiores a 2% segundo especificação.

A não ser em casos excepcionais, a água presente no combustível é inconveniente,

pois traz como decorrências: dificuldade de ignição, abaixamento das temperaturas ao

longo da chama e da eficiência de transferência de calor ao - equipamento a ser aquecido;

portanto é conveniente a redução do seu teor.

O vapor de água em combustíveis gasosos pode ser eliminado pela condensação,

através do resfriamento e/ou pressurização do gás.

Os combustíveis líquidos, derivados de petróleo, geralmente são imiscíveis com a

água, sendo separados desta por decantação.

O teor de água em combustíveis sólidos pode ser reduzido por decantação, filtragem

ou secagem, dependendo da situação.

2.5.2.8 PONTO DE FULGOR (FLASH POINT)/PONTO DE IGNIÇÃO (FIRE-

POINT)

Ponto de fulgor é a temperatura a qual um líquido inflamável deve ser aquecido, sob

condições do método de determinação, para produzir suficiente vapor e formar com o ar

uma mistura capaz de inflamar transitoriamente sob a ação de uma chama escorvadora.

Ponto de ignição é a temperatura na qual, sob a ação de uma chama escorvadora, se

estabelece a ignição e a combustão continuada sobre a superfície do líquido.

Considerando a definição dada, depreende-se que um combustível liquido não pode

ser armazenado a temperatura igual ou superior a de fulgor, nem tampouco aquecido em

recipiente aberto, a essas temperaturas

Quanto ao processo de combustão pode-se prever que quanto menor a temperatura de

ignição do líquido, mais favoráveis serão as condições para a estabilidade da chama.



2.5.2.9 PONTO DE FLUIDEZ (POUR POINT)

Ponto de fluidez é a mais baixa temperatura na qual o líquido ainda flui nas condições

normais estabelecidas pelo método de determinação.

6 NEBULIZAÇÃO DO COMBUSTÍVEL

O propósito principal do processo de nebulização do combustível é a divisão do

líquido em gotas de menor tamanho possível, gerando um fino "spray". Para Isso utilizam-

se diferentes princípios e dispositivos desenvolvidos e aplicados aos diferentes

combustíveis (querosene, diesel, óleo combustível, etc.) e equipamentos (caldeiras, fornos,

estufas, etc.) onde são empregados.

2.6.1 MECANISMO DE FORMAÇÃO DE SPRAYS

Seja qual for o princípio ou dispositivo utilizado, o processo de nebulização ocorre

quando se obtém à saída do bocal através do qual o líquido é injetado, uma película fina de

espessura da ordem de 5µm. Esta película logo em seguida. torna-se instável rompendo-se

em gotas e placas, sendo que estas últimas, sob a ação da tensão superficial, adquirem

também a forma de gotas aproximadamente esféricas.

Estes fenômenos ocorrem durante frações de segundo, logo após o líquido deixar o

bocal, e estima-se que l ml de líquido pode dividir-se em cerca de 10.000.000 de gotas.

A Figura 2 ilustra o processo de formação de um spray ideal obtido a partir de um

jato de água plano escoando em regime laminar. Observa-se que na expansão da película

ocorrem oscilações na superfície que, a medida que a película se expande provoca a

desintegração da mesma formando ligamentos. Estes ligamentos tornam-se instáveis

rompendo-se em segmentos, que sob à ação da tensão superficial, assumem a forma

esférica



Figura 2 - Fotografia de um spray plano de água em regime laminar

A Figura 3 mostra um dos modelos físicos considerado na modelagem dos

mecanismos de desintegração da película, A desintegração da película à saída do bico

injetor ocorre devido aos seguintes mecanismos

• devido às forças de contração exercidas pela tensão superficial que se opõe à

expansão da película,

• devido ao dobramento da película em finas camadas, que rompem-se

formando plaquetas que em seguida assumem a forma esférica;

• devido à perfuração da película causada pela oscilação de pressão do meio

ambiente onde está se desenvolvendo;

• desintegração do jato causado por cisalhamento na interface líquido gás, que

age a partir do momento em que este deixa o bico.



Figura 3 - Modelo físico idealizado do mecanismo de desintegração de um jato plano

As gotas que constituem "spray" real. na sua trajetória até entrarem em combustão,

estão sujeitas a desintegrações devido a colisões entre si, à fricção. à ação da própria tensão

superficial, ao movimento turbulento originado no interior do "spray", bem como à

coalescência de gotas. A Figura 4 ilustra o aspecto de dois "sprays" reais, onde pode-se

observar comportamentos distintos no que se refere à distancia do bocal onde se dá a

desintegração da película.

A restrição à utilização destas expressões empíricas, é que elas se aplicam somente

para os casos semelhantes àquele experimental a partir do qual foram determinadas. No

entanto a análise apresentada a seguir permite verificar os efeitos dos vários fatores que

intervêm no processo de nebulização.

Figura 4 – Nebulização de glicerina em bocal de nebulização por pressão de líquido



2.6.2 PRINCÍPIOS DE NEBULIZAÇÃO

Os vários princípios e dispositivos de nebulização utilizados industrialmente,

geralmente são classificados segundo a fonte de energia utilizada para a injeção do líquido

através do bocal, e são divididos em três princípios fundamentais, quais sejam: pressão de

fluido: com fluido auxiliar ou pneumática (ar ou vapor); mecânica com copo rotativo.

Existem dispositivos mistos que utilizam mais de um princípio, que serão apresentados

mais adiante.

Outros princípios e dispositivos existentes alternativos a estes como, choque de jatos,

ultrasom, vibrações não serão tratados aqui, porque ainda não tem utilização industrial

significativa, não merecendo maior atenção neste momento.

A utilização de um ou outro processo para nebulização do combustível depende das

características físicas do líquido, das disponibilidades de energia e de fluidos auxiliares,

bem como do equipamento onde está acoplado o queimador, devendo-se levar em conta

muitas vezes critérios econômicos (custo de energia elétrica, de vapor e ar comprimido). As

aplicações de cada tipo serão discutidas em tópico específico mais adiante.

2.6.2.1 NEBULIZAÇÃO POR PRESSÃO DE LÍQUIDO

A película à saída do bocal neste caso é obtida mediante a injeção do líquido sob

pressões relativamente elevadas, 20 a 60 kgf/cm2 em alguns casos mais elevadas, através de

bocais de pequenas dimensões, e portanto a altas velocidades.

A formação e desintegração da película à saída do bocal, depende essencialmente dos

seguintes fatores: das características geométricas do bico injetor; da pressão de injeção do

líquido; das propriedades físicas do líquido (viscosidade, tensão superficial) e da pressão do

meio em que está sendo injetado.

Podem ser obtidos sprays de formatos planos em forma de um leque, quando os

orifícios por onde o líquido é injetado são rasgos. Os "sprays' de formato cônica são



obtidos quando os orifícios de descarga são anulares. Neste caso o cone pode ser (simples

orifício), ou oco quando existe uma câmara de rotação a montante do orifício.

A Figura 5 mostra a influência da pressão de injeção e da viscosidade no aspecto

visual do spray de um determinado bocal de nebulização por pressão de líquido.

Figura 5 - Aspecto visual de "spray" com nebulização líquido em diferentes condições de operação



2.6.2.2 NEBULIZAÇÃO COM FLUIDO AUXILIAR OU PNEUMÁ TICO

Na nebulização com fluido auxiliar ou pneumática a injeção do combustível é feita

com pressões relativamente mais baixas, com auxílio de um fluido gasoso (ar ou vapor) que

transfere quantidade de movimento ao líquido que está sendo nebulizado.

Neste tipo de nebulização os mecanismos descritos anteriormente para a

desintegração da película são desencadeados pelo fluido auxiliar, iniciando-se, em muitos

casos, ainda no interior do próprio bocal.

Existem bocais em que a mistura líquido-fluido auxiliar é feita ainda no interior do

bico, como é o caso dos bocais tipo câmara de mistura e "Y-Jet" das Figuras 6, 7 e 8 e

outros em que esta mistura é feita logo à saída do líquido do bico injetor de combustível.

Figura 6 - Bocal nebulizador com fluido auxiliar tipo câmara de mistura

Figura 7 - Bocal nebulizador com fluido auxiliar tipo 'Y-JET"



Figura 8 – Modelo de bocal do tipo “Y-Jet”

Figura 9 - Bocal combinado câmara de rotação - câmara de mistura

ATOMIZING FLUID (COMPRESSED AIR OR STEAM)

SMALL DROPS RECIRCULATING

AIR JET EXPANDING

FUEL FORMS AN ANNULAR SHEET AROUND ATOMIZING FLUID

SMALL DROPS FORMED AT THE CREST OF LIGAMENTS

FUEL DROPLETS IN AIR STREAM FORMED BY SHEARING AT AIR / LIQUID INTERFACE

DROPLETES ARE PULLED BACK IN THIS REGION BY THE RECIRCULATING ATOMIZING FLUID STREAM, TO FORM LARGER DROPS WHICJ ARE THEN EJECTED

APPROX 5 NOZZLE DIAMETERS

APPROX 40 NOZZLE DIAMETERS

LIQUID FUEL

WAVE DEFORMATION OF FUEL SHEET WITH PERFORATIONS

SMALL DROPS FORMED AT THE CREST OS WAVES

LIGAMENTS FORMED

LARGER DROPS FORMED BY THE BREAK UP OF LIGAMENTS



Figura 10 - Bocal combinado câmara de rotação " F-Jet"

2.6.2.3 NEBULIZAÇÃO COM COPO ROTATIVO

Na nebulização com copo rotativo o líquido é depositado nas paredes internas de um

copo na forma de um tronco de cone. A película se forma na parede interna, mediante a

rotação do copo, na borda da qual descola-se sob a ação da força centrífuga

A desintegração desta película inicia-se logo à saída da borda do copo sob a ação de

um jato de ar introduzido a alta velocidade pela superfície externa do copo giratório.

2.6.3 EFEITOS DAS VARIÁVEIS DE PROCESSO NO COMPORTAMENTO DE

CHAMAS DE LÍQUIDOS

O queimador é um dispositivo que tem a função de subdividir o combustível em gotas

de menor diâmetro possível e introduzir esta névoa de pequenas partículas adequadamente

no interior da câmara de combustão. Os fenômenos de ignição e combustão desta névoa

são precedidos da evaporação na superfície das gotas e da mistura destes vapores com o ar

de combustão, como visto no modelo de combustão de gota apresentado na figura 11.



Figura 11 – Representação do mecanismo de combustão de uma gota

Estes fenômenos, como verificado anteriormente, estão estritamente condicionados

aos processos de transmissão de calor, de transporte de massa entre as gotas e o meio

circundante a elas, além de outros processos citados que ocorrem simultaneamente

(polimerização, craqueamento, destilação fracionada, etc.).

Estes fenômenos determinam o comportamento das chamas de líquidos. e

estes por sua vez são afetados pelas diversas variáveis de processo quais sejam:

• características do combustível;

• qualidade do processo de nebulização;

• rotação do fluxo de ar;

• temperatura do ar de combustão;

• temperatura interna da câmara de combustão.



2.6.3.1 INFLUÊNCIA DAS CARACTERÍSTICAS DO COMBUSTÍVEL

No processo de combustão ao nível das gotas as características do líquido mais

importantes são aquelas que interferem no processo de evaporação na superfície da gota.

Comparando-se os combustíveis residuais com os destilados verifica-se que pelo fato

de se constituírem de frações mais pesadas, as temperaturas de ebulição são mais altas, o

que contribui para reduzir significativamente os ritmos de evaporação. Como decorrência

desta redução verifica-se um aumento da distância do bico nebulizador até o ponto onde

ocorre a ignição da mistura em torno da gota.

Neste sentido a adição de destilados leves, na faixa do óleo diesel, aos combustíveis

residuais contribui não só na melhoria da qualidade de nebulização, devido a redução na

viscosidade, como também na evaporação, antecipando portanto a ignição para uma região

mais próxima do bico nebulizador.

O teor mais alto de frações pesadas, isto é, compostos com relação C/H elevadas nos

combustíveis residuais em relação aos destilados leves, propicia também maior conteúdo de

material remanescente da gota com altas relações carbono/hidrogênio ao final do processo

de evaporação. Estas partículas estarão então, a partir daí sujeitas às reações de oxidação

na superfície, exigindo portanto maior teor de oxigênio na região final da chama.

Esta é uma das características dos combustíveis mais pesados que explica a

necessidade de, geralmente se operar com excessos de ar mais altos quando comparados

aos combustíveis mais leves nas mesmas condições.

O maior teor de frações mais pesadas nos óleos residuais, implica também num maior

teor de fuligem quando comparado aos óleos destilados, o que contribui para aumentar as

trocas de calor por radiação com o meio envolvente.

Quanto ao poder calorífico do combustível, pode-se dizer que quanto mais elevado,

mais intensos serão os ritmos de evaporação da gota.



2.6.3.2 INFLUÊNCIA DA QUALIDADE DO PROCESSO DE NEBULIZAÇÃO

Considerando o processo de evaporação na superfície das gotas, verifica-se que,

quanto maior o diâmetro da gota, maior será a extensão da área exposta do líquido, e como

conseqüência mais intenso será este processo. Quanto maior for o diâmetro da gota maior

será o comprimento visível da chama, e maior o diâmetro da partícula residual ao final da

região visível da chama.

Desta forma aumentam as possibilidades destas partículas residuais tornarem-se

compostos de alta relação C/H não convertidos que se juntarão às partículas de fuligem.

Consequentemente, para se obter as mesmas concentrações de partículas não convertidas e

de fuligem nos gases de combustão, o excesso de ar deve ser crescente com o diâmetro das

gotas.

Por este motivo é importante diminuir o diâmetro da gota, bem como garantir uma

distribuição de tamanho de gotas adequada, atuando nos parâmetros que influem na

qualidade da nebulização.

2.6.3.3 INFLUÊNCIA DA ROTAÇÃO DO FLUXO DE AR

Com objetivo de intensificar os ritmos de evaporação das gotas logo à saída do bico

nebulizador, e aproximar a região onde se dá a ignição do bocal nebulizador, utiliza-se

geralmente o recurso de introduzir o ar de combustão de modo a gerar intensa circulação do

ar e de gases de combustão na região frontal do bocal.

A introdução do ar de combustão com componentes tangenciais de velocidade,

aumenta a vazão de gases quentes recirculados para o centro da parte inicial do jato⋅⋅⋅⋅ Além

disso, esse procedimento muitas vezes auxilia também na desintegração da película no

processo de. nebulização.



Figura 12 - Alguns tipos de turbuladores reguláveis

2.6.3.4 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DA CÂMARA DE COM BUSTÃO

O aumento da temperatura do meio que circunda a chama aumenta os ritmos de

evaporação das gotas e, consequentemente, o comprimento da chama será tanto maior

quanto menor for a temperatura da câmara de combustão. Por exemplo, o mesmo

queimador, operando com a mesma potência. combustível e demais parâmetros numa

fornalha de tubos d'água, apresenta chama mais longa do que operando numa fornalha

revestida de refratários.

2.6.3.5 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DO AR DE COMBUST ÃO

A utilização de ar de combustão preaquecido, além de contribuir com uma carga

térmica adicional que implica na redução do consumo de combustível. intensifica os ritmos

de evaporação da gota. Analogamente às variáveis anteriores, aproxima por este motivo a



região onde se dá a ignição do bocal nebulizador , reduzindo consequentemente o

comprimento da chama.

A Figura 13 mostra um queimador de óleo combustível com nebulização a ar de

média pressão, onde o ar secundário é preaquecido com temperaturas que podem variar de

500 a 700ºC.

Figura 13 - Queimador com ar preaquecido,

2.6.3.6 IMPLICAÇÕES DO PREAQUECIMENTO DO AR

O uso de ar preaquecido, além de diminuir a distancia de ignição, aproxima o pico de

temperatura do bocal do queimador, além de aumentar a temperatura máxima da chama.

O recurso de preaquecer o ar de combustão deve ser considerado quando se necessita

atuar sobre qualquer destas variáveis. A necessidade de preaquecimento do ar pode ser

determinada pela natureza do combustível utilizado (temperatura de ebulição) ou ainda para

aumentar a capacidade do equipamento.

Esta medida também pode ser considerada nos casos onde haja a possibilidade de

redução do consumo de combustível, seja pela recuperação de calor do próprio

equipamento onde está acoplado o queimador, ou pelo aproveitamento de outra fonte de

aquecimento qualquer -

Os níveis de temperatura de preaquecimento estão condicionados às características

particulares dos componentes do sistema de combustão: queimadores, ventiladores,

válvulas, tubulações, etc. As restrições à operação em temperaturas elevadas são relativas



aos materiais empregados na sua construção e ao desempenho destes quando operando

nestas condições.

No caso de novas instalações necessariamente estes aspectos estão presentes na

elaboração do projeto. Entretanto nos casos de adoção desta medida nos sistemas já

instalados, deve ser previamente estudada à luz das implicações que pode vir a ter em cada

um dos seus componentes.

Quanto às limitações impostas pelos materiais utilizados pode-se dizer que no caso de

aços de baixos teores de carbono, material mais comumente empregado, em temperaturas

da ordem de 370ºC inicia-se o processo de fluência (creep) e a partir de 400ºC redução

significativa na resistência mecânica. A exposição prolongada em temperaturas superiores

a 440ºC pode causar a precipitação de carbono, provocando o fenômeno denominado

grafitização, deixando o material quebradiço. Em temperaturas superiores a 530ºC em

contato com ar ocorre intensa oxidação superficial.

Assim sendo é razoável que se considere de 300 a 350ºC como temperatura limite

quando se empregar estes materiais na construção dos componentes metálicos. Para

temperaturas mais elevadas dever-se-á considerar o revestimento com materiais refratários

e aços com composições diferentes que permitam trabalhar em temperaturas mais elevadas.

A seguir são apresentadas, para cada componente em particular, as implicações no

seu desempenho devido ao preaquecimento do ar de combustão.

Nos queimadores:

As implicações do preaquecimento do ar de combustão dependem essencialmente do

tipo de queimador considerado, entretanto pode-se dizer de um modo geral para todos os

tipos, que as capacidades máximas destes serão reduzidas, em função das menores vazões

mássicas com a redução do peso específico do ar. Nos casos de equipamentos que operam

próximos das capacidades máximas, a redução de consumo advinda da utilização de ar

preaquecido deve compensar esta redução de capacidade.

Nos queimadores, onde o tubo de alimentação de óleo tem grande área de contato

com o ar de combustão, como no caso de lanças ou porta-bicos em queimadores de



nebulização por pressão de óleo e com fluido auxiliar (ar ou vapor). deve-se procurar evitar

o sobre-aquecimento do óleo acima de 120 a l30ºC, sob pena de se provocar a volatilização

das frações mais leves, ocorrendo a coqueificação e formação de sólidos de difícil remoção.

2.7 QUEIMADORES E SUAS APLICAÇÕES

Os vários tipos de queimadores industriais utilizados na combustão de líquidos são

distinguidos geralmente pelo princípio e os meios utilizados na nebulização do

combustível, e são classificados da seguinte forma:

• De nebulização por pressão de óleo;

• De nebulização com fluído auxiliar;

• De copo rotativo,

• De emulsão ar-óleo.

Existem tipos que utilizam mais de um princípio como é o do "Swirl burner".

Os queimadores são os acessórios das caldeiras e dos fornos onde se efetua a queima

do combustível necessário ao aquecimento da carga.

Os queimadores comumente usados em refinaria ou petroquímica são do tipo

combinado, isto é, podem queimar óleo combustível, gás combustível ou ambos

simultaneamente. As partes principais de um queimador são o bloco refratário e o

maçarico.

Bloco Refratário: É um conjunto de tijolos isolantes, de forma circular, no interior

do qual a chama do maçarico se projeta para a câmara de combustão, com aspiração natural

do ar.

Na parte inferior do mesmo, situam-se as entradas de ar secundário, (virolas), que são

usadas para o ajuste de queima e controle do comprimento da chama.

A virola consta de uma metálica que possui tantas aberturas quanto sejam os orifícios

do bloco refratário por ela envolvido (figura 14). Essa cinta pode ser deslocada de forma

que seja controlada a admissão de ar secundário na medida das necessidades.



Uma menor porção de ar para a combustão passa através do queimador e é chamado

de ar primário. Normalmente a entrada de ar primário, que pode ser regulada como se

deseja; trabalha completamente aberta quando óleo combustível estiver sendo queimado.

FIGURA 14

O bloco refratário possui as seguintes finalidades:

a) Proporcionar uma mistura mais homogênea entre o ar e o combustível,

devido ao seu formato (bocal).



b) Contribuir para aumentar a eficiência da combustão, de vez que sua

superfície recebe calor da chama e o transmite à mistura a ser queimada, concorrendo

assim para a ignição e combustão da mesma. Desta forma difícil se torna a queima

quando o bloco refratário ainda se encontra frio durante as partidas.

c) Serve para formar o corpo da chama, impedindo que se espalhe desde a sua

base e venha sobre os tubos.

Maçarico:

É a parte do queimador onde se efetua a atomização do óleo, ou mistura gás-ar, e

conseqüente queima do combustível.

Na figura 16, apresentamos um corte de queimador do tipo combinado, e os vários

tipos de maçaricos:

• Maçarico a gás: há dois tipos de maçarico a gás. Os que trabalham com ar

primário e secundário, e os que trabalham somente com ar secundário.

Na figura 15, vemos um maçarico a gás que trabalha com ar primário e secundário.

Atualmente esse tipo de maçarico é utilizado com pouca freqüência. Eles são encontrados

em fornos de projetos mais antigos.

O segundo tipo que trabalha somente com ar secundário, possui algumas vantagens

sobre o anterior, por ser simples e ter maior precisão na ajustagem da quantidade de ar.

Neste maçarico, o controle da queima é feito somente pela regulagem da quantidade de ar

secundário.

Conforme pode ser visto na figura 16, existem 4 bicos de gás. Cada dois bicos

conectados a um coletor em forma de meia lua, os quais, por sua vez, estão dispostos

simetricamente em relação ao eixo do queimador.

No maçarico, o óleo entra numa das conexões do coletor desmontável; saem do

coletor duas tubulações concêntricas, uma de óleo, outra de vapor (figura 18). A seguir, o

óleo, passa pela parte interna da caneta, até o atomizador, onde ele é injetado para a câmara



de atomização, através do orifício central do bico de atomização. Na figura 19, vemos, em

corte, a câmara de atomização.

FIGURA 18



FIGURA 19 – CAMÂRA DE ATOMIZAÇÃO

O atomizador é uma peça cúbica, possuidora de 4(quatro) orifícios em cada face lateral, chamada câmara

de atomização rosqueada à tubulação de óleo e, na posterior, possuidora de uma abertura que permite a

saída do óleo atomizado. Nesta mesma face, existe um anel, cuja finalidade é vedar o término da

tubulação de vapor, obrigando-o assim a penetrar nos orifícios.

O vapor, ar ou gás, usado para atomização, entra pela segunda conexão do coletor desmontável, que é

simétrica a entrada de óleo. Após passar pelo espaço compreendido entre o tubo interno e o tubo externo,

o vapor passa por orifícios do bico de atomização.

Assim, no bico de atomização, o óleo sai pelo orifício central e o vapor pelos orifícios periféricos; ao se

encontrarem, provocam um turbilhonamento na câmara de atomização. Essa turbulência proporciona uma

completa emulsificação do óleo combustível pelo vapor. Essa mistura passa, então, por uma restrição da

câmara de atomização que aumenta sua velocidade e, a seguir, sai pelos orifícios do bico do maçarico.

Pela simples mudança do bico do maçarico, usando-se ângulos e dimensões variáveis do orifício, pode-se

obter formas e tamanhos de chamas diferentes.



Dependendo do tipo de óleo combustível utilizado para a queima, temos maior ou menor acúmulo de

incrustações ou sujeira em sua passagem. Para a limpeza tanto da parte do vapor como da parte de óleo,

os maçaricos podem ser desmontados facilmente com o forno em operação.

Essa desmontagem é feita desrosqueando-se o parafuso do grampo “U”, que está articulado ao coletor, e

dando-se um giro no grampo de 90º. A seguir, remove-se toda a parte interna do maçarico, junto com

acoplamento do coletor, que é facilmente retirada para limpeza e inspeção.

Os orifícios dos bicos dos maçaricos são uma das partes que sofrem mais desgaste e devem ser calibrados

todas as vezes que há retirada dos maçaricos, pois seu diâmetro não tem tolerância.

Para a queima do combustível é necessário ar. Esse ar entra através de janelas (virolas) existentes na

parte tronco cônica do maçarico. A abertura das virolas é regulada pelo acionamento de pequenas

alavancas que servem de apoio para girar o conjunto de pequenas janelas, como já vimos na figura 14.

Sistema de alimentação dos maçaricos

É constituído de tubulações, bombas, e vasos dos combustíveis, óleo, gás e vapor de atomização.

As pressões de alimentação, tanto do óleo combustível como do gás combustível devem ser constantes e não

sujeitas a flutuações. Bombas rotativas e centrífugas são as que melhor se prestam ao bombeamento do óleo

combustível. Algumas instalações são projetadas com bombas alternativas, sendo, contudo, providas de vasos

pulmão, que atenuam sensivelmente as pulsações.

Para a operação dos maçaricos tipo combinado, isto é, que operam com gás ou óleo, possuímos três sistemas

de alimentação:

• Sistema de óleo combustível;

• Sistema de vapor;

• Sistema de gás.

Os maçaricos quando alimentados com óleo, necessitam de vapor para a sua atomização.

Os combustíveis e o vapor de atomização são distribuídos por meio de anéis, que circundam o forno.

TIPOS DE QUEIMADORES

Muitos e diferentes projetos de queimadores são disponíveis para utilização com óleo e gás combustível, ou

ambos. Os queimadores na sua maioria podem ser classificados como de gás pré-misturado (com ar), gás não

misturado, óleo combustível atomizado com vapor com vapor ou combinações com os anteriores.



Todo o óleo e gás combustível que alimenta os queimadores dos fornos deve queimar-se completamente com

uma forma de chama relativamente uniforme. Um queimador em boas condições misturará completamente o

combustível com suficiente quantidade de ar para uma completa combustão e uniformidade de chama.

QUEIMADORES DE GÁS COM PRÉ MISTURADOR

Uma chama amarela e larga geralmente indica mistura pobre de gás e ar. A colocação amarelada é o resultado

de particulas de carbono produzidas quando parte do gás craqueia antes de queimar. Para obter-se boa mistura

a queimar o gás com chama curta se usa o queimador com pré misturador. (figura 20).

FIGURA 20

No queimador com pré misturador o gás com baixa pressão através de um pequeno orifício para aumentar a

velocidade. Desta forma há o arraste do ar primário pelo aspirador, misturando o ar e o gás no tubo misturador

antes de ser distribuído nos orifícios da cabeça do queimador ou da aranha distribuidora. A mistura ar-gás ao

sair da aranha distribuidora se junta ao ar secundário; desta forma o gás com sua mistura completa de ar

primário e secundário queima com uma pequena chama azul translúcida.

Sob determinadas condições, a chama pode retornar e queimar no tubo de mistura. Este retrocesso de chama

danificará o queimador a menos que se corrija imediatamente. Se a chama continua queimando no tubo de

mistura, o queimador deverá ser apagado e resfriado antes de acende-lo novamente.

O retrocesso de chama não pode ocorrer se a mistura de ar-gás no tubo de mistura é demasiada rica para

queimar ou se a velocidade da mistura através dos orifícios da aranha distribuidora excede a velocidade da

chama. Desta forma, o retrocesso de chama pode ser corrigido reduzindo-se o ar primário para produzir uma

mistura rica no tubo misturador ou incrementando a queima para que a velocidade através dos orifícios da

aranha distribuidora exceda a velocidade de retrocesso da chama.



A baixa de gás pode ser a causa para que todos os queimadores retrocedam sua chama, mas a chama deve

voltar ao normal quando a pressão é restabelecida. Quando ocorre retrocesso de chama por baixa pressão deve

ser verificado se algum queimador apagou; se isto tiver ocorrido, o queimador deve ser bloqueado

imediatamente. A situação de pressão baixa no anel de gás pode ser melhorada, tirando de serviço alguns

queimadores; isto deixa maior pressão disponível para os queimadores que continuam operando. Quando a

pressão do gás se normaliza, os queimadores que foram apagados podem ser reacendidos.

O retrocesso de chama pode ocorrer também quando há obstrução dos orifícios de saída do gás, diminuindo

assim a vazão do mesmo. Neste caso o queimador deve ser limpo na primeira oportunidade.

Chamas desiguais e retrocesso de chama podem ocorrer se a composição do gás varia muito. Por exemplo, o

hidrogênio com sua ampla faixa de imflamibilidade (4% a 75% em volume no ar) contribui para o retrocesso

quando está misturado com gás. Isto ocorre porque a chama viaja mais rapidamente no hidrogênio do que o

faz em gás natural ou gases combustíveis normais encontrados em unidades de processamento. Se o gás

combustível contém uma porcentagem alta de hidrogênio, os queimadores com pré misturador necessitam de

um tubo projetado especialmente.

QUEIMADORES DE GÁS SEM PRÉ MISTURADOR

Quando por condições de projeto se usa queimador sem pré misturador todo o ar se mistura com o

combustível além da boca do queimador. A combustão começa na boca do queimador com ar primário e é

ajudado pelo bloco do queimador que esta quente e irradia calor gerado pela queima do combustível. Também

a parede quente ajuda a combustão. O ar secundário se mistura com o combustível acima do bloco do

queimador. (figura 21).

FIGURA 21 - QUEIMADOR DE GÁS SEM PRÉ-MISTURADOR



O queimador sem pré misturador como mostra a figura 21, tem a entrada de ar junto ao forno. Isto reduz a

variação de distribuição de calor dentro do forno as variações do ar exterior. Observe também o amortecedor

de ruído. Até certo ponto a direção da chama pode ajustar-se manipulando as entradas de ar secundário

(virolas).

QUEIMADORES DE ÓLEO COMBUSTÍVEL COM ATOMIZAÇÃO A VA POR

A figura 22, mostra uma “caneta” para queimar óleo combustível. O combustível entra no cabeçote onde é

atomizado com vapor de média pressão, antes de sair pelo bico do maçarico. O bico do maçarico está

projetado para dar uma determinada forma de chama de acordo com o tipo de câmara de combustão. As

pequenas partículas de combustível atomizadas ao sair pelo bico do maçarico se vaporizam, misturam-se com

o ar e começam a queimar. O calor da chama mantém aceso o maçarico aceso o maçarico de óleo combustível

enquanto houver atomização.

FIGURA 22 – “CANETA” PARA ÓLEO COMBUSTÍVEL



Fagulhas em uma chama de óleo combustível são causadas por deficiente atomização. Podem ser causadas

por insuficiência de vapor, vapor úmido ou orifícios de vapor obstruídos no bico atomizador. Para manter os

maçaricos trabalhando adequadamente, deve-se limpar a “caneta” com freqüência, utilizando vapor (fechar

válvula de combustível e abrir válvula de vapor de limpeza). Se a chama permanece com uma forca irregular

depois da limpeza com vapor, a “caneta” deve ser removida para limpeza e/ou recondicionamento. Se a

chama pulsa (acende e apaga) provavelmente será porque a válvula de vapor de limpeza esta dando passagem

(mal fechada ou deficiência de vedação).

O vapor úmido utilizado na atomização pode acarretar formação de coque na cabeça (bico) do maçarico.

Utiliza-se uma vareta de ferro para remover o coque.

A atomização com vapor oferece entre outras, as seguintes vantagens:

a) Possibilitar a variação da forma da chama;

b) Facilitar a limpeza dos maçaricos;

c) Permitir a operação com óleo de alta viscosidade.

Para que a queima seja eficiente o óleo deve ser aquecido de forma a manter sua viscosidade em um valor em

torno das condições de projeto, quais sejam de 25 a 35 cs (160 a 210 SSU).

A pressão de fornecimento do óleo deve ser mantida e não estar sujeira a flutuações. O vapor de atomização

deve ser seco e possuir uma pressão superior à óleo (cerca de 1,5 a 2,0 kg/cm2).

O bico do maçarico é de suma importância na inclinação e formato do corpo da chama. O diâmetro, o número

de furos e a inclinação em relação do centro do bico, influi no rendimento da queima. Geralmente, são usados

bicos com inclinações de 30 e 40º; quanto maior a inclinação, mais espalhada será a chama.

É importante que o maçarico esteja em posição vertical, de vez que sua inclinação poderá desviar a chama

para o centro do forno, ou incidir nos tubos, superaquecendo-os.

QUEIMADORES COMBINADOS

Os queimadores combinados podem queimar óleo e gás simultaneamente. As partes principais deste tipo de

queimador pode ser visto na figura 23.



FIGURA 23 – QUEIMADOR COMBINADO

O bico do maçarico de óleo combustível deve sobressair 2,5 cm à frente da aranha distribuidora de gás

quando está operando o queimador de óleo. Quando não se está usando, a “caneta” deve ser retirada ou

mantê-la com passagem de vapor para evitar superaquecimento do bico.

Apesar dos queimadores combinados poderem operar separadamente gás ou óleo, é preferível queimar um

pouco de gás simultaneamente à queima do óleo. O óleo combustível pesado queima muito melhor com o

maçarico a gás aceso, ao mesmo tempo em que o queimador de gás aceso serve como piloto se a vazão de

óleo combustível se interrompe brevemente.

2.8 POLUENTES GERADOS NA COMBUSTÃO

A poluição atmosférica é a principal preocupação ambiental relacionada a queima de

combustíveis, devido a decorrente emissão de efluentes gasosos, embora outras formas de

poluição possam também estar presentes.

Nos gases efluentes de processos industriais de combustão, encontram-se vários

constituintes poluentes, sendo os óxidos de nitrogênio (NOx), o material particulado (MP) e

os compostos de enxofre (SOx), os mais preocupantes. Outros como o monóxido de

carbono (CO) e os compostos orgânicos voláteis (VOC), são constituintes que em

equipamentos operando em condições normais são emitidos a taxas muito pequenas, não

causando qualquer dano ambiental.



2.8.1 ESTRATÉGIA DE CONTROL E DA POLUIÇÃO ATMOSFÉR ICA

A legislação nacional vigente, em concordância com a tendência internacional, estabelece

como prioritário o controle da poluição atmosférica pelos padrões de emissão de poluentes,

reservando o uso de padrões de qualidade do ar como ação complementar de controle.

2.8.1.1 PADRÕES DE QUALIDADE DO AR

Os padrões de qualidade do ar determinam os valores limites legais para as concentrações

de poluentes no meio ambiente, sempre medidas num certo período, Em cada país, a

legislação sobre a poluição do ar estabelece tais limites.

No Brasil, a primeira legislação acerca do assunto surgiu em 1976 e estabeleceu padrões de

qualidade do ar para os poluentes: partículas em suspensão, dióxido de enxofre e monóxido

de carbono. Posteriormente, em 1990, nova resolução, em vigor até hoje, ampliou o

número de poluentes atmosféricos a serem controlados e estabeleceu padrões primários e

secundários de qualidade do ar. Tais padrões são mostrados na Tabela 5.

Tabela 5 - Padrões nacionais de qualidade do ar.

POLUENTES TEMPO DE

AMOSTRAGEM

PADRÃO PRIMÁRIO

(ug/m3)

PADRÃO SECUNDÁRIO

(ug/m3) Partículas totais em suspensão

24 horas* MGA**

240 80

150 60

Dióxido de enxofre 24 horas* MAA***

365 80

100 40

Monóxido de carbono 1 hora* 8 horas*

40.000 10.000

40.000 10.000

Ozônio 1 hora* 160 160

Fumaça 24 horas* MAA***

150 60

100 40

Partículas inaláveis 24 horas* MAA***

150 50

150 50

Dióxido de nitrogênio 1 hora*

MAA*** 320 100

190 100

* Não deve ser excedido mais que uma vez ao ano.

** Média geométrica anual.

*** Média aritmética anual.



Padrões primários de qualidade do ar são definidos como sendo as concentrações de

poluentes que, ultrapassadas, poderão afetar a saúde da população, enquanto padrões

secundários se referem às concentrações abaixo das quais se prevê o mínimo efeito adverso

sobre a população e o meio ambiente em geral. Os primeiros são tidos como metas a serem

atendidas a curto e médio prazo e os segundos como metas a longo prazo. Além disso, está

previsto em legislação o enquadramento de todo o território nacional em áreas, classes I, II

e III, de acordo com a classificação de usos pretendidos, limitando-se em cada uma delas o

nível de deterioração da qualidade do ar pelos padrões primários ou secundários.

2.8.1.2 PADRÕES DE EMISSÃO DE POLUENTES

Os padrões de emissão determinam a quantidade máxima permissível de poluentes que

pode ser emitida por uma determinada fonte poluidora. Em cada país, a legislação sobre

poluição ambiental estabelece tais limites,

No Brasil, a legislação acerca do assunto, referente a fontes estacionárias de combustão, é

recente (l990) e se restringe às fontes novas, que vão operar com óleo combustível ou

carvão mineral, e aos poluentes óxidos de enxofre e material particulado emitidos via gases

de combustão. A Tabela 6 resume a referida legislação.

Tabela 6 - Padrões nacionais de emissão de poluentes para fontes novas fixas de combustão

CLASSIFICAÇÃO DAS ÁREAS*

COMBUSTÍVEL POTÊNCIA NOMINAL

(MW)

SO2 (g/106 kcal)**

PARTÍCULAS TOTAIS

(g/106 kcal)**

DENSIDADE COLORIMÉTRICA

(%)

OUTRAS RESTRIÇÕES

Classe I Óleo/carvão ≤70 2000 120 20

(RINGELMANN Nº 01)

M ≤ 3000 Ton/ano***

> 70 NÃO É PERMITIDA A INSTALAÇÃO DE NOVAS FONTES

≤70 5000 350

Óleo >70 2000 120 20

(Ringelmann nº 01)

Classe II e III ≤70 5000 1500 Carvão >70 2000 800

* Áreas Classe I: Preservação, lazer e turismo

- "Atmosfericamente preservadas": proibida a instalação de novas fontes

- "Atmosfericamente conservadas": valem as restrições da tabela

Áreas Classe I: nível de deterioração da qualidade do ar limitado pelo padrão secundário de

qualidade



Áreas Classe III: nível de deterioração da qualidade do ar limitado pelo padrão primário de

qualidade

** g/106 kcal: referido à potência fornecida à unidade; base PCS

*** limite de consumo de óleo combustível

Observa-se, portanto, a inexistência de padrões de emissão nacionais para os poluentes

monóxido de carbono e óxidos de nitrogênio. No caso do CO, nota-se que a maioria dos

países não estabelece limites de emissão para fontes estacionárias de combustão, pois

consideram que em condições normais de operação os equipamentos emitem CO a taxas

muito pequenas. No caso do NOx, a Tabela 7 mostra a legislação vigente em alguns países

para novas fontes fixas de combustão na queima de combustíveis líquidos.

Tabela 7 - Padrões de emissão referentes a queima de combustíveis líquido do petróleo em fonte estacionárias

PAÍS G/106kcal(3) Ng/J(3) Mg/Nm3 (3% O2)(4) Mg/Nm3 (1% O2)

(5) POTÊNCIA

NOMINAL–P (MW)

1. Material Particulado

Brasil 120 350

29 84

107 312

118 343

>70 <70

Estados Unidos 54 180

13(6) 43

48 160

53 176

>73 >73

Comunidade Econômica Européia (CEE)

56 13 50 55 >50

2. Óxidos de Enxofre (como SO2)

Brasil 2000 5000

478 1194

1782 4455

1960 4901

>70 <70

Estados Unidos 1424 340 1269 1396 >73

Comunidade Econômica Européia (CEE)

449 449 a 1908

1908

107 107 a 456

456

400 400 a 1700

1700

440 440 a 1870

1870

>500 300 < P < 500 50 < P < 300

3. Óxidos de Nitrogênio (como NO2) Brasil - - - - -

Estados Unidos 544 130 485 533 >73 Comunidade Econômica

Européia (CEE) 505 121 450 495 >50

(1) os padrões são aplicáveis a novas fontes e estão em vigor desde: Brasil – 06/12/90;

Estados Unidos – 17/08/71 (exceção mat. particulado em termoelétrica - 18/09/78); Comunidade Econômica Européia – 01/07/87.

(2) Os valores sublinhados são constantes nas respectivas legislações, sendo os demais decorrentes; na conversão de unidades foi adotado: PCS = 9800 kcal/kg; volume total de gases secos igual a 10 e 11 Nm3/kg comb. Para 1 e 3% de O2 nos gases, respectivamente.



(3) g/106 kcal/kg e ng/J: referidos a potência fornecida à unidade, base PCS. (4) Mg/Nm3: 0ºC e 760 mmHg; gás seco com 3% O2 em volume. (5) Mg/Nm3: 0ºC e 760 mmHg; gás seco com 1% O2 em volume. (6) Gerador de vapor de uma usina

Tabela 8 - Legislação acerca de padrões de emissão de NO, para novas fontes fixas de

combustão na queima de combustíveis líquidos.

Padrões de Emissão de NOx, como NO2

País* Legislação

Valor de corrente g/10^6 kcal)

Comunidade Econômica Européia (1988)

450mg/Nm3 (3% O2) 459**

Alemanha (1989) 150 mg/Nm3 (3% O2) 153***

Japão (1990) 150ppm (4% O2) 302**

Estados Unidos (1991) 130 ng/J 544

Suécia (1993) 0,05-0,10g/MJ 209-419

França (1990) 450mg/Nm3 (3% O2) 459***

* As datas entre parênteses se referem às da legislação mais recente encontrada; observe-se, portanto, que

eventuais legislações mais recentes podem ter estabelecido padrões mais restritivos.

** Valor calculado considerando óleo derivado de petróleo como combustível

(PCS=9800 kcal/kg; cerca de 10 NM3 de gases de combustão por kg de óleo)

Na Tabela 7 os padrões de emissão nacionais referentes a queima de combustíveis líquidos

em novas fontes fixas de combustão são comparados àqueles em vigência nos Estados

Unidos e na Comunidade Econômica Européia (CEE).

2.8.2 MATERIAL PARTICULADO



A formação e emissão de material particulado em processos de combustão só é relevante na

queima de combustíveis líquidos e sólidos. Este texto aborda apenas combustíveis

líquidos.

Na queima de combustíveis líquidos o material sólido "arrastado" pelos gases de combustão

para fora do sistema provém de três possíveis fontes:

• material orgânico resultante da coqueificação das gotas (“coque” ou “cenosfera”),

• material orgânico formado a partir de frações evaporadas das gotas ("fuligem") e

• material inorgânico presente no combustível ("cinzas"')

A combustão de líquidos em caldeiras convencionais é precedida pela sua nebulização

imediatamente a jusante do bocal do queimador (gotas de 10 a 100 µm). Cada gota,

desprezando-se o efeito das demais, à medida que se desloca no interior da câmara de

combustão e atravesse regiões de temperaturas crescentes, vai se aquecendo e se

evaporando, de tal forma que vai se formando à sua volta uma camada de mistura ar

primário/gases de combustão/vapor do líquido. Num dado ponto, de temperatura e

concentração da mistura adequadas, se dá a ignição da mistura gasosa. A partir daí se

estabelece uma chama em torno da partícula, a qual passará a fornecer calor para que a gota

continue evaporando.

Após a ignição, na medida em que a gota se evapora, entre a zona de reação (interface

O2/combustível de alta temperatura, que se estabelece ao redor da gota) e a própria gota,

parte das moléculas do combustível no estado vapor, encontrando condições propícias (alta

temperatura; deficiência de O2) sofrem craqueamento e polimerização simultânea, dando

origem às partículas de fuligem. Tais partículas, de diâmetro inferior a 20 A, tendem a

acompanhar as linhas de corrente no interior da câmara de combustão, sofrendo,

simultaneamente, processos de oxidação, coagulação e crescimento superficial até serem

emitidas, via gases de combustão, individualmente (esferóides de diâmetro inferior a l µm),

ou agregadas a inorgânicos ou a partículas de coque.

As gotas, em seu deslocamento pela câmara de combustão, vão tomando forma de

cenosferas, com composição se aproximando à do coque (elevada relação C/H) e mantendo



ainda relativamente altos teores de enxofre e metais. Ao final da câmara de combustão,

gotas não totalmente oxidadas, serão emitidas na forma de partículas esféricas ocas,

geralmente denominadas “coque” ou “cenosfera”, de diâmetro na faixa de l a 100 µm e em

cujas cavidades poderão estar alojados fuligem e inorgânicos,

Quanto aos inorgânicos do combustível, em sua maioria, são oxidados na chama, formando

muitas vezes compostos complexos resultantes da interação de óxidos e sulfatos. Este

material, na fase vapor, líquido ou sólido, é "arrastado" pelos gases de combustão indo se

depositar nos feixes de tubos e nas paredes da caldeira por efeito de impacto ou de difusão,

ou é emitido, em sua maioria, na forma de partículas sólidas, relativamente pequenas,

muitas vezes agregadas ao material orgânico efluente do processo, denominadas

genericamente de "cinzas".

Portanto, quando se fala em emissão de material particulado por fontes estacionárias de

combustão via gases, está se referindo à emissão de partículas de fuligem, de coque e de

cinzas, individualmente ou agregadas.

No caso da combustão de óleos ultraviscosos, trabalhos experimentais mostraram que as

partículas de coque são as preponderantes entre o material sólido emitido e devido a isso,

tem abordagem preferencial neste texto. Partículas de fuligem se formam em abundância no

interior das chamas porém, em condições usuais de operação de processos de combustão,

são em sua maioria completamente oxidadas. Partículas de inorgânicos também contribuem

minoritariamente com o total de MP emitido, tendo relevância apenas para óleos com teores

de cinzas excepcionalmente altos, da ordem de 0,l % em massa.

2.8.3 FULIGEM

O material orgânico formado em chamas é denominado fuligem e se constitui de partículas,

de formato próximo ao esférico e de diâmetro médio na faixa de 200 a 400 A, constituídas

basicamente de carbono e hidrogênio na proporção molar de 9:1.

A emissão de fuligem é indesejável tanto do ponto de vista ambiental como de conservação

de energia; inclusive parte dessas emissões pode se constituir de hidrocarbonetos

aromáticos poilicíclicos carcinogênicos. Por outro lado, partículas de fuligem são a



principal causa da luminosidade das chamas e sua formação é promovida quando se quer

maximizar a transferência de calor por radiação da chama para as paredes da câmara de

combustão, pois ao contrário de gases como CO2 e H2O que só emitem radiação em

determinados comprimentos de onda, fuligem emite e absorve ao longo de toda a faixa

espectral, inclusive na região visível.

Portanto, em alguns casos, é interessante inibir a formação de fuligem na chama e em outros promover e,

numa região subseqüente à chama, destruir via oxidação, de forma a contemplar os aspectos poluição e troca

de calor por radiação

Os mecanismos de formação e oxidação da fuligem são ainda pouco conhecidos, existindo,

inclusive, controvérsias em relação a uma série de pontos. No processo de formação são

identificados, basicamente, os seguintes estágios: formação dos precursores, nucleação,

coagulação e crescimento superficial, e aglomeração. Esses estágios de geração e de

crescimento da partícula, que constituem o processo de formação de fuligem, são

freqüentemente seguidos por um estágio de oxidação. Portanto, a eventual emissão de

fuligem em sistemas de combustão, dependerá de um balanço entre os processos de

formação e queima.

Quanto a influência de parâmetros na formação e na emissão de fuligem na queima de

combustíveis líquidos, de maneira geral, pode-se apontar a seguinte tendências: quanto

maior o ritmo de evaporação da gota, menor será a quantidade de fuligem formada. Para

compreensão dessa tendência deve-se considerar:

• a fuligem é formada por polimerização em ambiente redutor dos produtos da pirólise do

combustível;

• esse ambiente existe na camada limite em torno da gota;

• quanto maior o ritmo de evaporação, menor será o tempo de residência aos voláteis na

camada limite;

• além disso, praticamente toda volatilização se dará próximo ao bocal do queimador -

região de alta temperatura e concentração de O2, o que facilita a oxidação da fuligem

formada.



Os principais efeitos que propiciam maior ritmo de evaporação da gota e, consequentemente, menores

comprimento de chama e distância entre o bocal do queimador e o ponto de ignição, são os seguintes:

• diminuição do diâmetro médio da gota;

• aumento do índice de rotação do queimador;

• aumento da temperatura da câmara de combustão;

• aumento da relação ar primário/ar estequiométrico;

• aumento do coeficiente de ar total.

Quanto à emissão de fuligem, será função, basicamente, da quantidade e da distribuição

granulométrica das partículas que atingem a frente da chama e das condições locais.

Assim, genericamente, o processo tenderá a não emitir fuligem, caso esta atinja o topo da

chama em pequena quantidade, tenha diâmetro reduzido, encontre temperatura e teor de O2

relativamente altos e, primário e secundário ao redor de seu bocal e utilizam vapor como

fluido de nebulização (a pressão constante ou com diferencial constante em relação ao

combustível).

Os nebulizadores dos tipos "MIX"-CBC/Mitsubishi, "AMC"-Klockner/Hamworthy,

"ZV3"-Pillard, "F-JET"-Airoil/Flaregas e "T-JET"-Babcock & Wilcox, instalados nos

respectivos queimadores, segundo seus fabricantes, permitem reduzir consideravelmente a

taxa de emissão de coque, embora não tenham valores medidos para combustíveis

semelhantes aos ultraviscosos nacionais.

2.8.4 INFLUÊNCIA DE VARIÁVEIS OPERACIONAIS

A seguir estão descritas, sumariamente, as principais variáveis operacionais que influem na

emissão de material particulado na queima de óleos combustíveis em caldeiras:

• Temperatura do combustível à entrada do queimador: influi fortemente na qualidade de

nebulização; aumento da temperatura reduz viscosidade, tensão superficial e densidade

do combustível, fazendo com que na nebulização sejam geradas gotas de tamanho

médio menor, o que leva, à redução na emissão de coque.



• Pressão de injeção e relação mássica fluido de nebulização/combustível:

respectivamente, na nebulização por pressão e na nebulização com fluido auxiliar, os

parâmetros quando aumentados acarretam a geração de gotas menores e,

consequentemente, menor emissão de coque.

• índice de rotação do queimador (índice de "swirl") - influi fortemente na qualidade da

mistura combustível-ar-gases de combustão; o aumento do índice de rotação do

queimador aumenta a ejeção de ar secundário e eleva a taxa de gases quentes

recirculados para o centro da parte inicial do jato fazendo com que aumente o ritmo de

pirólise das gotas e, consequentemente acelerando todo o processo de combustão e,

portanto, reduz a taxa de emissão de coque.

• Coeficiente de ar primário quanto maior o coeficiente de ar primário, mais oxidante o

ambiente em torno das gotas, maior o ritmo de pirólise e, portanto, menor a emissão de

coque.

• Coeficiente de ar total: o aumento do coeficiente de ar total para valores acima de 1,

reduz a emissão de coque, sobretudo pelo aumento da velocidade das reações

heterogêneas de consumo das partículas de coque formadas: no entanto, a partir de um

dado excesso, o efeito estequiométrico começa a ser compensado pela diminuição das

temperaturas ao longo da câmara de combustão, fazendo com que a emissão de coque

aumente.

• Temperatura do ar de combustão: o aumento deste parâmetro acarreta em aumento da

temperatura do meio que circunda as gotas, aumentando seu ritmo de evaporação e,

consequentemente reduz a emissão de coque.

• Recirculação externa dos gases de combustão: quanto maior a taxa de recirculação,

menores as temperaturas ao longo da câmara de combustão e os teores de oxigênio ao

redor das gotas, o que leva a redução das velocidades das reações de pirólise e de

combustão das gotas e, como decorrência, aumenta a taxa de emissão de coque.

• Carga da caldeira: o aumento da carga por um lado tende a reduzir a emissão de coque,

pois implica na elevação das temperaturas na câmara de combustão, por outro tende a

aumentar, pois implica, também, no aumento da velocidade dos gases de combustão na



câmara, reduzindo o tempo de residência das partículas de coque formadas nas regiões

onde ocorrem as reações heterogêneas de oxidação.

A quantificação da influência dos parâmetros acima relacionados na queima de

combustíveis ultraviscosos foi objeto de vários trabalhos reportados em literatura. Deles se

conclui que, mesmo para óleos "pesados" com razoável similaridade, existem divergências

quanto à intensidade da influência da maioria das variáveis operacionais. No caso

específico do parâmetro "excesso de ar", observa-se alguma concordância:

• Desde excessos de ar relativamente baixos até à condição de queima estequiométrica,

pequenas variações no excesso implicam em grandes variações na taxa de emissão de

material particulado, sendo a derivada desta função crescente à medida que o excesso

de ar se aproxima de zero.

• A partir de um dado excesso de ar, relativamente alto, acréscimos adicionais implicam

no aumento da taxa de emissão de material particulado, tendo a função derivadas

aproximadamente constantes.

• Existe uma faixa de excessos de ar, compreendida entre os genericamente denominados

"alto" e "baixo", em que o excesso de ar tem pouca influência na taxa de emissão de

material particulado.

2.8.5 FORMAÇÃO E EMISSÃO DE ÓXIDOS DE NITROGÊNIO EM

PROCESSOS DE COMBUSTÃO

Os óxidos de nitrogênio são formados durante processos de combustão, principalmente

devido a reações químicas entre oxigênio atômico e nitrogênio. Os óxidos de nitrogênio

são denominados, em termos gerais, NOx, sendo que os mais comuns são o óxido nítrico

(NO) e o dióxido de nitrogênio (NO2).

MECANISMOS DE FORMAÇÃO DE NO NA CHAMA

Óxido nítrico pode se formar por um dos seguintes três caminhos: (l) nas altas temperaturas

encontradas em chamas, N2 reage com oxigênio para formar NO (térmico); (2) quando o

combustível tem compostos contendo nitrogênio, este é liberado a temperaturas



relativamente baixas para formar NO (combustível); (3) alternativamente, se NO é formado

por outros mecanismos diferentes dos apresentados, ele é referido como NO ativo - NO

ativo origina-se principalmente a partir de reações de radicais hidrocarbônicos, derivados

do combustível, com N2.

Na maior parte dos processos de combustão, NO térmico é a fonte dominante de NO nos óleos residuais e

carvão mineral freqüentemente contém quantidades significativas de compostos orgânicos de nitrogênio e

nesse caso, quando de suas queimas, fazem do NO combustível a mais importante fonte de NO.

Sob temperatura relativamente baixa, aproximadamente 1300ºK, na combustão de carvão

mineral em leito fluidizado, o NO combustível é a fonte dominante.

NO ativo é formado, por exemplo, em chamas de difusão, onde os níveis de temperatura

máximos podem ser tão baixos como 1600ºK.

O NO térmico forma-se da reação de nitrogênio atmosférico com oxigênio a altas

temperaturas. A temperatura elevada faz com que a molécula de oxigênio, normalmente

estável, dissocie-se em átomos reativos. Estes por sua vez atacam moléculas de nitrogênio,

que de outra forma seriam também estáveis.

2.8.6 COMPOSTOS DE ENXOFRE GERADOS EM PROCESSOS DE

COMBUSTÃO

Enxofre é uma impureza encontrada na maioria dos combustíveis líquidos e sólidos usuais,

principalmente em frações pesadas da destilação do petróleo e em carvões minerais.

Durante o processo de combustão destes combustíveis o enxofre reage com o oxigênio se

convertendo em sua maioria a SO2 (≅97%) e em menor proporção em SO3 que, a partir de

reação com H2O a temperaturas abaixo de 400 ºC, pode vir a formar ácido sulfúrico,

H2SO4. O SO3 e o H2SO4 podem levar a taxas de corrosão elevadas de superfícies metálicas

localizadas no interior de equipamentos de combustão, como superaquecedores de vapor e

recuperadores de calor, e de equipamentos de coleta de particulados como filtros

eletrostáticos e de manga. Certas fibras sintéticas empregadas na fabricação de alguns

filtros, normalmente as de menor custo, não resistem à presença de ácido sulfúrico junto

com o particulado, sofrendo severo ataque.



Esses compostos de enxofre, efluentes da região onde ocorre a combustão, quando não

removidos em sistemas de limpeza de gases são lançados para a atmosfera. É estimado que

a emissão total desses compostos por equipamentos de combustão é da ordem de 93.106

ton/ano, sendo que 70% é emitido por usinas termoelétricas que operam com combustíveis

fósseis.

Na atmosfera, o SO2, em baixas concentrações (até algumas centenas de ppm), é

praticamente inócuo a vegetais e animais. No entanto os compostos resultantes da sua

oxidação com oxigênio e da sua reação com água. principalmente o ácido sulfúrico, são

extremamente nocivos, podendo provocar a lixiviação ou o empobrecimento do solo e

corrosão em equipamentos e edificações.

O presente texto se preocupará em mostrar alguns aspectos fundamentais da formação de

trióxido de enxofre e de ácido sulfúrico em equipamentos industriais, mais especificamente

em fornalhas e caldeiras, e os problemas de corrosão relacionados com a presença destes

compostos nos gases de combustão.

2.8.6.1 CORROSÃO PROVOCADA POR COMPOSTOS DE ENXOFRE

Em equipamentos de combustão podem ocorrer dois tipos básicos de corrosão relacionados

com a presença de enxofre nos combustíveis corrosão a alta temperatura e corrosão a baixa

temperatura.

A corrosão a alta temperatura ocorre em superfícies metálicas a temperaturas acima de 400

ºC e a de baixa temperatura em superfícies metálicas a temperaturas abaixo da temperatura

de orvalho de H2SO4 normalmente abaixo de 180ºC.

Corrosão a alta temperatura.

Superfícies metálicas localizadas no interior de equipamentos de combustão queimando

combustíveis com altos teores de enxofre e submetidas a temperaturas acima de 400ºC

podem sofrer corrosão intensa por ataque de SO3. normalmente associada à formação de

"laranjas" em fornos de aquecimento de petróleo e seus derivados.



A corrosão a alta temperatura é mais significativa quando se queima óleos residuais com

elevados teores de metais, principalmente vanádio e sódio. Uma análise típica de um óleo

residual é apresentado a seguir, na Tabela-9.

Tabela 9 - Análise típica de um óleo residual.

Impureza/ propriedades

Unidade Valor

Impureza/ propriedades

Unidade Valor

Asfaltenos % massa 12,3 Cálcio, Ca PPM 14,9

Enxofre % massa 4,8 Silício, Si m 9,3

Viscosidade SSF a 99ºC 665 Potássio, K ppm 4,4

Níquel, Ni ppm 122,6 Magnésio,

Mg ppm 3,0

VanádioV. ppm 761,9 Zinco, Zn ppm 2,0

Sódio, Na ppm 83,7 Cobre, Cu ppm 0,6

Ferro, Fe ppm 18,1 Manganês,

Mn ppm 0,4

Alumínio, AI ppm 86,7 Cromo, Cr Ppm 0,3

Os óxidos destes metais, principalmente sódio e vanádio, depositam-se sobre as superfícies

metálicas por impacto ou difusão e se apresentam na forma de Na2SO4 e V2O5, ou de

complexos, como o Na2O.V2O4.5V2O5 ou Na2O.6V2O5. Um resumo dos mecanismos

através dos quais se processa a corrosão a alta temperatura em combustão com excesso de

ar é apresentado por Borras (l 984) e mostrado a seguir:

• óxido de sódio + trióxido enxofre → sulfato de sódio (p.f. 888 ºC)

Na O + SO3 → Na2SO4

• sulfato de sódio + óxido férrico + trióxido enxofre → trisulfato de ferro e sódio ( p.f.

590-700 ºC)

3Na2SO4 + Fe2O3 + 3SO3 → 2Na2FE(SO4)



Corrosão a baixa temperatura.

O teor de SO2 em gases de combustão pode ser determinado através de analisadores

contínuos disponíveis no mercado, operando segundo absorção de radiação infravermelha

ou de célula eletroquímica. O teor de SO3 normalmente é determinado por processos

descontínuos, por via úmida, como o descrito na norma EPA.

Numa mistura gasosa contendo SO3 e H2O, a temperaturas abaixo de 673 ºK, ocorrem

reações do tipo:

SO3(g) + H2O(g) ↔ H2SO4(g) (1)

O ácido sulfúrico puro, bem como suas soluções aquosas, têm pressão de vapor muito

baixa, o que faz com que as temperaturas de ebulição destas soluções, à pressão

atmosférica, sejam elevadas e as concentrações de H2SO4 na fase vapor, em equilíbrio com

as soluções líquidas, sejam baixas. Desta forma, a partir de gases com baixos teores de

H2SO4 e H2O, condensa-se soluções aquosas com alta concentração de H2SO4.

Para exemplificar, uma solução aquosa de ácido sulfúrico com 89,25% em massa de H2SO4

pode condensar em uma superfície a 183ºC a partir de um gás com uma pressão parcial de

0,104 atm de vapor d'água e apenas 6.58.10-4 atm de H2SO4.

A temperatura na qual as primeiras gotas ou películas de soluções aquosas de H2SO4 se formam é chamada,

embora indevidamente, de "ponto ou temperatura de orvalho de ácido sulfúrico". O nome é indevido porque

esta definição somente se aplica a substâncias puras e não a soluções.

A temperatura acima de 400ºC, a maior parte do ácido sulfúrico presente em gases de

combustão se dissocia na forma de SO3 e H2O, segundo a reação (2).

H2 SO4(g) ↔ SO3(g) + H2O(g) (2)

4. FORNOS

4.1 TIPOS E DESCRIÇÃO

Na indústria de petróleo e petroquímica, diversas fases do seu processo, o produto que está sendo processado precisa ser aquecido antes de entrar em um sistema de reação ou de separação.

Para prover este aquecimento são utilizados os fornos, que utilizam o calor gerado pela queima de gás ou óleo combustível.

TIPOS

Há três tipos principais de fornos, classificados segundo a posição dos tubos de serpentina de aquecimento:

1. Horizontais: são considerados os fornos em que os tubos da serpentina para o aquecimento da carga tanto da seção de radiação como da seção de convecção são distribuídos horizontalmente.

2. Verticais: são aqueles em que os tubos da serpentina de aquecimento tanto da seção de radiação como da seção de convecção são dispostos verticalmente.

3. Misto: são aqueles em que os tubos da serpentina de aquecimento da seção de radiação são verticais e da seção de convecção são horizontais.

DESCRIÇÃO

Os fornos consistem de uma serpentina de tubos que é colocada dentro de uma caixa ou câmara onde há combustão, a fim de aquecer o produto, que passa internamente nos tubos. A serpentina poderá ser um tubo contínuo, ou constituída de uma série de tubos interligados entre si na sua extremidade, por meio de cabeçotes, curvas de retorno ou coletores.

Os tubos poderão estar dispostos internamente na fornalha, em forma helicoidal, vertical ou horizontal. Em qualquer caso deverão estar convenientemente suportados em função da sua disposição, comprimento, diâmetro e condições operacionais.

A caixa onde há a combustão, ou simplesmente fornalha, deverá ser adequada para altas temperaturas, pois nela haverá o desenvolvimento de calor proporcionado pela queima do combustível. Assim sendo, as paredes da fornalha deverão Ter alta resistência ao calor, sendo normalmente construídas em tijolos refratários ou isolados com mantas refratárias, contidos por uma estrutura metálica.

O calor desenvolvido na câmara de combustão é proveniente de maçaricos ou queimadores, que poderão ser alimentados por óleo ou gás combustível.

A quantidade de calor fornecida pelos maçaricos e a vazão do produto internamente nos tubos são rigidamente controlados através de instrumentos, tendo em vista as condições operacionais de pressão e temperatura.

A câmara de combustão está normalmente conectada à chaminé, por onde faz-se a exaustão dos gases. Esta conexão poderá ser feita através do próprio corpo do forno ou por meio de dutos, aéreos ou enterrados.



4.2 CONTROLE AUTOMÁTICO PARA OPERAÇÃO DE QUEIMADOR ES

Na maioria dos fornos a temperatura de saída do produto na linha de transferência é controlada automaticamente pelo ajuste da alimentação de óleo (ou gás) combustível para os queimadores. Um arranjo típico pode ser visto na figura abaixo.

1. Um termopar na linha de transferência envia um sinal de temperatura ao registrador / controlador de temperatura (TRC). 2. O TRC envia um sinal ao set-point do controlador / iniciador de pressão (PIC) que reajusta a quantidade de combustível proporcionando mais ou menos calor para o forno. 3. O PIC mantêm estável a pressão de combustível no anel, comensando variações de pressão independente do comando do TRC. As instruções de operação da unidade devem explicar a operação do sistema automático de controle da temperatura. Quando o forno esta sendo aceso, o combustível pode ser admitido e controlado manualmente pelo by-pass da PICV, colocando-se o controle em automático logo que possível. A temperatura da linha de transferência aumenta lentamente. Quando a temperatura chega ao valor desejado, o TRC é colocado em automático atuando sobre o PIC, que também em automático controla a pressão do anel de combustível, mantendo constante a vazão de óleo (ou gás) para os queimadores. Ë importante lembrar que já nesta fase de operação do forno, deverá estar circulando pelas serpentinas o fluido de carga que será aquecido.



Elevar a temperatura de saída do forno, lentamente, ao seu devido nível é necessário para prevenir coqueamento dos tubos ou vazamentos nos mandrilhamentos. Freqüentemente estes vazamentos são causados por variações bruscas de temperatura, conseqüência de elevar a temperatura de forma não criteriosa ou então, abrindo a porta da caixa de cabeçotes quando o forno esta operando. Os vazamentos nos cabeçotes geralmente apresentam as seguintes conseqüências. 1. Fogo nas caixas de cabeçote ou na câmara de combustão. Um fogo na caixa de cabeçotes será evidente e pode ser apagado com vapor através das conexões próprias ou mangueiras. Às vezes os vapores do vazamento são succionados pela Câmara de combustão resultante pode ser visível. 2. Uma chaminé fumacenta ou uma elevação anormal de temperatura na chaminé ou linha de transferência. Tais sinais, freqüentemente indicam vazamentos nos tubos de convecção. 3. A presença de hidrocarbonetos nos gases de combustão. Estes podem indicar que os vapores do vazamento são succionados pelo forno. Os vazamentos nas caixas de cabeçotes podem causar a parada da unidade. Um vazamento de produto pesado, geralmente se auto bloqueia pela formação de coque. Produtos mais leves não coqueiam e o vazamento persistirá até que o forno saia de operação. Nunca devem ser abertas as portas da caixa de cabeçotes quando o forno esta operando, porque pode ocorrer um “flash”. Quando o consumo de óleo combustível é pequeno, deve-se queimar suficiente gás para manter o TRC em controle. A quantidade de gás disponível nas unidades varia consideravelmente. A pressão do sistema de gás pode ser controlada através de vários meios, que via de regra, é através do excesso do que é queimado nas caldeiras ou mesmo em fornos de grande porte. Isto significa que óleo combustível para os queimadores terá que ser trocado por gás, ou vice-versa, de acordo com as necessidades. Os ajustes de óleo combustível devem ser feitos por etapas para manter o TRC sob controle e ser feito em todos os queimadores para manter a distribuição das chamas na câmara de combustão bem uniforme. Muitos sistemas de combustíveis estão projetados com alarme ou válvula de controle (XCV’s) que bloqueiam completamente em caso de baixa pressão para evitar o perigo do retrocesso de chama. Para evitar o envio de combustível à câmara de combustão quente, depois que XCV fecha, há um dispositivo manual que só deverá ser acionado depois que todas as válvulas individuais dos queimadores, estiverem fechadas. Neste caso, deve-se seguir as instruções operacionais de cada unidade sobre como reacender os queimadores e restabelecer os controles operacionais.

4.3 ACENDIMENTO E APAGAMENTO

O acendimento de um forno ou caldeira é uma operação perigosa em função de dois lados do triângulo do fogo, fonte de ignição e oxigênio, que estão presentes no momento de apagar o forno. Se o terceiro lado do triângulo, combustível, estiver presente em correta quantidade, resultará uma explosão. O combustível acumulado pode causar uma severa explosão em seu fogão a gás, na calefação de sua casa ou na câmara de combustão de uma caldeira ou forno industrial. O acendimento seguro de um forno, deve começar com a presunção de que o combustível pode estar presente e os procedimentos devem fixar-se para eliminar este combustível da câmara de combustão antes que o queimador seja aceso. As regras enumeradas abaixo, são o resultado de anos de boas e desagradáveis experiências.



PREPARAÇÃO

Antes de acender qualquer tipo de queimador de forno, deve ser feito o seguinte: 1. Verificar se dentro da câmara de combustão não existe materiais inflamáveis tais como madeira, papel ou trapo. Assegurar-se que não há acúmulo de combustível na câmara. Convém recordar que o combustível ou gás pode infiltrar-se na câmara de combustão através do piso do forno. 2. Tapar com tijolos refratários as aberturas de acesso, fechando todas as portas de observação e acessos abertos. As caixas de cabeçotes devem estar hermeticamente fechadas. O ar somente deve entrar no forno através das virolas de cada queimador.

3. Voltar a verificar se as válvulas do sistema de combustível estão bem fechadas. Toda válvula defeituosa nos sistemas de óleo ou gás combustível deve ter sido reparada durante a parada. É interessante engraxar as hastes ou os plugs das válvulas individuais dos queimadores. 4. Assegurar-se que as válvulas de combustível para os queimadores estão fechadas, sem possibilidade de passagem. Uma válvula aberta ou mal fechada pode resultar em uma mistura explosiva na câmara de combustão. Em um acidente, muito comum, o forno foi apagado através de shut-down, fechando-se a válvula de controle principal de combustível. Os operadores ao fecharem as válvulas individuais dos queimadores esqueceram uma aberta. A câmara de combustão foi purgada e a válvula principal de gás reaberta. O gás entrou no forno através da válvula do queimador que não tinha fechado por esquecimento e se acumulou na câmara de combustão. Não é difícil imaginar o que ocorreu quando foi colocada a tocha para acender o queimador. EXPLOSÃO! 5. Ajustar o zero dos medidores de tiragem e conectá-las às tomadas no forno. 6. Certificar-se que todos os condutos de ar e gases de combustão estão livres de óleo e água. 7. Assegurar-se que todas as válvulas de ar para os queimadores e o “damper” da chaminé estão completamente abertas. O ar será necessário, primeiro como purga e em seguida para combustão. Os fornos projetados para operar com ventiladores de tiragem forçada ou induzida, nunca devem ser apagados ou colocados em operação como se fossem de tiragem natural. Tentativas desse tipo já resultaram em explosão na câmara de combustão. 8. Colocar em operação os ventiladores que fornecem ar à câmara de combustão, tão logo seja possível assim que o forno for parado. Operar o ventilador na vazão especificada e por tempo adequado a fim de obter purga completa da câmara de combustão. 9. Remover os flanges cegos (raquetes) da linha de gás combustível. Se a linha foi aberta para trabalhos de manutenção, purgá-la de acordo com as instruções operacionais específicas da unidade. Nunca purgar para dentro da câmara de combustão.

10. Verificar a existência de líquido no tambor distribuidor de gás (“knock out”). Drenar todo o líquido para flare até que não apareça mais nível no LG e seja constatado através do dreno que todo o líquido existente no tambor foi eliminado. JAMAIS SE AFASTE DA VÁLVULA DE DRENAGEM ENQUANTO ESTIVER ABERTA. É importante que todo o líquido seja eliminado, face os perigos já comentados. 11. Certificar-se de que através das serpentinas está circulando a carga em vazão estável e adequada às condições de severidade operacional do forno. Em hipótese alguma, o forno deverá operar senão houver circulação através das serpentinas.



12. Purgar o forno – Em fornos ou caldeiras de tiragem natural, usar vapor para a purga. Isto aquece o ar da câmara de combustão e produz tiragem. Proceder da seguinte forma: a) Se o forno tem queimadores combinados colocar a “caneta” de óleo combustível na posição e abrir toda a válvula de vapor de atomização; manter fechada a válvula de combustível. Os fornos mais modernos dispõem de conexões nas câmaras de combustão para purga e abafamento; b) Se o forno tem apenas queimadores a gás, injetar vapor pelas conexões próprias existentes ou através de mangueiras colocadas nas aberturas dos queimadores; c) Manter a injeção de vapor por tempo suficiente para obter uma tiragem adequada, e expulsar da câmara de combustão possíveis misturas inflamáveis. 13. Quando todas as condições descritas acima estão satisfeitas, já é possível acender o primeiro queimador. Ajuste a vazão de ar através do queimador que vai ser aceso, mantendo abertas as entradas de ar para os demais queimadores. O maior volume de ar entrando no forno, minimizará o perigo de explosão se por descuido entrar combustível na câmara.

4.4 PARADA DE EMERGÊNCIA

As vezes ocorrem paradas de emergência nas unidades de processo. Os operadores devem conhecer os procedimentos necessários para que as conseqüências da emergência sejam a menos danosa possíveis. As medidas a serem tomadas numa emergência não podem esperar que você leia as instruções antes de executá-las. Em qualquer parada de emergência, deve-se levar em consideração a máxima segurança para o pessoal de operação e para os equipamentos. Via de regra, as emergências exigem que os fornos sejam retirados de operação (apagados os maçaricos) o mais rapidamente possível. Rompimento de tubos ou falta de vazão de produto através das serpentinas são condições que requerem a parada imediata do forno. Os fornos modernos dispõem de sistemas que cortam os combustíveis para os queimadores através da comutação de uma chave, ou automaticamente se houver corte na vazão de carga. Entretanto, tão logo seja acionado este dispositivo, os operadores deverão fechar imediatamente as válvulas de combustível para todos os queimadores. No caso da parada do forno, tendo sido cortado totalmente o combustível para os queimadores, o seu reacendimento SÓ PODE SER EXECUTADO APÓS CERTIFICAR-SE DE QUE HÁ FLUXO ATRAVÉS DAS SERPENTINAS E QUE A CÂMARA DE COMBUSTÃO ESTÁ ISENTA DE COMBUSTÍVEIS, APÓS TER SIDO PURGADA.

Se a parada de emergência for motivada por rompimento de tubos deve-se apagar todos os maçaricos, fechar as entradas de ar (virolas), injetar vapor de abafamento na câmara de combustão e abrir totalmente o abafador (damper). Simultaneamente, cortar carga para as serpentinas e injetar o máximo de vapor possível até que haja um resfriamento seguro dos tubos. Se o furo for pequeno o forno pode ser parado através de procedimento normal.

4.5 PROBLEMAS OPERACIONAIS

PROBLEMAS COM QUEIMADORES A GÁS

a) Maçarico apagado Causa nº 1 : grande quantidade de ar para o queimador, empobrecendo a mistura Solução : restringir o ar até que a chama apresente maior “firmeza” Causa nº 2 : verificar se há nível no tambor separador e/ou na linha e anel de gás. Drenar.

b) Insuficiência de liberação



Causa nº 1 : gás insuficiente para os queimadores Solução : verificar se a pressão do anel ou do sistema não está abaixo das necessidades, motivada por problemas nas válvulas controladas. Causa nº 2 : poder calorífico baixo, devido a mudança de composição do gás, mesmo trabalhando em níveis normais de pressão para os queimadores. Solução : se a condição for definitiva ou demorada, queimar óleo combustível. Se o forno não dispuser de óleo combustível, reajustar as condições do forno ou da unidade para a nova situação.

c) Péssimas condições de chama Causa nº 1 : falta de ar a combustão Solução : abrir o ar necessário até que se estabilize a combustão Causa nº 2: obstrução dos orifícios do queimador, face gás muito pesado arrastando sujeira . Solução : demonstrar o queimador e limpar. Procurar descobrir a causa dos entupimentos

d) Pulsação de chama Causa nº 1 : falta de tiragem. Assim que a tiragem em um forno se acaba ou decresce, a chama começa a pulsar e, finalmente, chega ao ponto de acender e apagar, algumas vezes com explosões. Solução : inicialmente abrir lentamente o abafador (damper); abrir um pouco mais as virolas, se necessário. Causa nº 2 : variação na pressão de suprimento do gás. Solução : checar os instrumentos do sistema

PROBLEMAS COM QUEIMADORES A ÓLEO

a) Gotejamento do maçarico Causa : deficiência de atomização, face a temperatura baixa do óleo ou entupimento do

bico da câmara de atomização Solução : aumentar temperatura do óleo, caso não sejam constatados visualmente,

dificuldades mecânicas. Se o gotejamento persiste a despeito do aumento de temperatura até o máximo permissível, o maçarico deve ser removido. Inspecionar os orifícios do bico e da câmara de atomização para verificação de possíveis entupimentos, devido a presença de partículas sólidas. Devem ser reinstalados cuidadosamente e de acordo com as instruções do fabricante.

b) Dificuldade de ignição

Causa nº 1 : muito vapor de atomização Solução : diminuir o vapor até que a ignição se estabilize; durante a partida é preferível trabalhar com pouco vapor até que tenhamos uma boa ignição. Causa nº 2 : Ar primário em excesso Solução : admissão de muito ar primário com baixa taxa de fogo, resfriará o bloco refratário a um ponto em que a chama fica instável e se apaga. A baixas vazões é desejável reduzir o ar primário a um mínimo ou eliminá-lo completamente.

c) Depósitos de coque no bico do maçarico Causa : atomização imprópria permite a formação de uma película liquida de óleo na superfície do bico que coqueia pelo calor irradiado do bloco refratário. Solução : melhorar a atomização

d) Fumaça excessiva no interior do forno e chaminé

Causa : muitos fatores podem ser responsáveis individualmente ou combinados. Entretanto, os mais importantes são: vapor de atomização insuficiente, tiragem deficiente ou condensado no vapor.



Solução : aumentar vapor de atomização abrir abafador e virolas e drenar o condensado das linhas de vapor.

PROBLEMAS COM QUEIMADORES COMBINADOS

Os procedimentos para sanar problemas nos queimadores combinados são os mesmos aplicáveis aos queimadores de óleo e gás quando funcionam separadamente. Entretanto, podemos acrescentar os seguintes pontos, que devem ser seguidos cuidadosamente. 1. Na queima simultânea, a razão dos componentes deve ser mantida de 3/1, indistintamente

gás/óleo ou óleo/gás e nunca 1/1. 2. Quando algum gás é queimado ele normalmente estabilizará a chama de óleo e reduzirá a

tendência de gotejamento. Em alguns casos, quando o óleo está muito frio (durante a partida, a queima constante de gás ajudará a atomização e vaporização do óleo, melhorando a ignição).

3. Quando se está queimando somente gás, deverão ser retiradas as canetas de óleo para

evitar superaquecimento do metal ou coqueamento do óleo ainda existente no maçarico. Outro procedimento é deixar que uma pequena quantidade de vapor escoe continuamente através das canetas, mantendo-as limpas e evitando o superaquecimento.

4. Acender primeiro o maçarico a gás combustível. TEMPERATURA ALTA DA CHAMINÉ

Pode-se dizer que a elevação da temperatura da chaminé, começa com um excesso de ar além do necessário à combustão. Sempre que se opera um forno com excesso de ar, leva a necessidade de consumir mais combustível; dessa maneira o volume dos gases da combustão é aumentado, propiciando uma temperatura mais elevada na chaminé, já que a capacidade de troca de calor na zona de convecção é limitada pela vazão do produto circulante na serpentina dessa região. Pode-se dizer também que a elevação da temperatura da chaminé seja decorrente em alguns casos, da queima do CO para CO2, reação altamente exotérmica. Nos fornos que queimam óleo combustível, o problema é agravado pela disposição de fuligem nos tubos da convecção que prejudica ainda mais a troca de calor como já vimos. Por isso, periodicamente é necessário remover a fuligem das serpentinas, quando ao mesmo tempo em que melhora a troca de calor na zona de convecção é reduzido o consumo de combustível. É importante que, sempre que a sujeira seja retirada da superfície dos tubos, sejam reajustadas as entradas de ar para os queimadores, bem como a abertura do abafador para que não se reinicie o ciclo vicioso.

PRESSÃO POSITIVA

A ocorrência de pressão positiva no interior do forno, é conseqüência do posicionamento da abertura do abafador (damper) contra uma elevação crescente do volume dos gases da combustão. Dessa forma, é desejável que ao se fazer ajuste na carga térmica do forno, elevando-se consumo de combustível e consequentemente aumentando-se o oxigênio necessário à combustão, seja reajustada a abertura do abafador, tomando-se como referencia os medidores de tiragem, além da imprescindível inspeção visual das condições operacionais do forno. Como já vimos anteriormente, a pressão positiva, além de ser danosa ao equipamento, põe em risco a segurança dos operadores.



5. CALDEIRAS

5.1 VAPOR D'ÁGUA

Quando se aquece uma certa massa de água em condições isobáricas, observa-se um gradativo aumento de temperatura até atingir o ponto de ebulição, que varia em função da pressão de trabalho. Continuando-se o aquecimento, observa-se a passagem da água à fase vapor, até sua completa evaporação. Até este ponto, a temperatura é mantida constante e igual ao do ponto de ebulição da água à pressão em que se procede o trabalho. Temos, assim, o vapor saturado. Prosseguindo ainda o aquecimento, podemos observar um gradativo aumento de temperatura do vapor até um certo limite. O vapor, nestas condições, vem a ser o vapor superaquecido. O grau de superaquecimento do vapor é definido pela diferença de sua temperatura e a do vapor saturado à pressão de trabalho. Tudo isto pode ser representado graficamente, como demonstra a figura abaixo. Tomando-se a água à pressão de 760 mm Hg e aquecendo-a a partir de 0ºC, poderemos observar que a mesma entra em ebulição a 100ºC com um consumo de 100 kcal/kg que corresponde à entalpia de saturação de água - hf - definido pela semi-reta AO da fig.1. Atingida a temperatura de 100ºC, a água passa a emitir vapor do ponto a ao B, reduzindo-se assim, gradativamente, a massa de água até o ponto B onde somente se tem vapor, Neste processo de evaporação, pode-se observar um consumo de 539 kcal/kg - do ponto A ao B - entalpia de vaporização - hfg. Atingido o ponto B, teremos o vapor saturado - hg - com uma condição entálpica de 639kcal/kg.

Atingido o ponto B, e com prosseguimento do aquecimento, passamos a ter o vapor superaquecido, cuja condição entálpica será função do grau de superaquecimento.

Isso tudo é válido para qualquer pressão de trabalho, com evidente variação de temperatura e condições entálpicas.

Entalpia Kcal/Kg hg

200

150

100

0

50

A B

C

hfg = 539

100

hf

639

Temp ºC

p = 760 mm Hg



Da figura acima podemos resumir:

1. entalpia de saturação OA - hf = 100 kcal/kg

2. entalpia de vaporização AB - hfg = 539 kcal/kg

3. entalpia total de vaporização - ponto B - hg = 639 kcal/kg

4. entalpia de superaquecimento, variação BC

Trabalhando-se em várias pressões poderemos observar um comportamento semelhante ao apresentado na figura abaixo.

Entalpia de saturação (hf) + entalpia de vaporização (hfg) =

= entalpia total do vapor (hg)

Nota-se a variação da temperatura de ebulição da água com a variação de pressão e, ao mesmo tempo, das condições entálpicas do vapor a várias pressões, até atingir o ponto crítico.

O tabelamento dos dados acima resulta:

Propriedades do vapor saturado

Pressão de saturação absoluta

Temperatura de

saturação

Entalpia da água saturada

Entalpia de

vaporização

Entalpia do vapor

saturado kg/cm2 ºC kcal/kg kcal/kg kcal/kg

hf hfg hg

0,006 0,00 0,00 597,61 597,61

0,50 80,86 80,80 551,01 631,81

1,00 99,09 99,11 539,72 638,83

5,00 151,1 152,02 504,10 656,12



10,00 179,0 181,05 481,90 662,95

20,00 211,4 215,86 452,30 668,16

30,00 232,8 239,46 429,90 669,36

40,00 249,2 258,27 410,70 668,97

50,00 262,7 274,20 393,10 667,30

60,00 274,3 288,16 376,90 665,06

70,00 284,5 301,01 361,30 662,31

80,00 293,6 312,69 346,30 658,99

90,00 301,9 323,47 331,70 655,17

100,00 309,5 333,90 317,20 651,10

150,00 340,6 381,76 243,00 624,76

200,00 364,1 431,51 151,20 582,71

225,36 374,1 501,49 0,00 501,49

Grau de saturação de um vapor - o vapor, quando se forma, arrasta gotículas d'água, as quais permanecem em supressão na sua massa. O vapor assim formado é um vapor úmido; não saturado.

O grau de saturação de um vapor é expresso em função da percentagem de gotículas d'água que o acompanha, podendo conter 2%, 3%, 4%, etc, resultando assim um vapor não saturado.

O vapor que apresenta a qualidade 100% é aquele que não contém gotículas d'água em suspensão, e o que apresenta a qualidade 95%, contém 5% de gotículas d'água em suspensão. Dificilmente se consegue produzir em instalações industriais o vapor perfeitamente saturado; sempre ocorrerão gotículas d'água em suspensão, o que varia geralmente de 2 a 6%. Denominamos de grau de saturação de vapor ou qualidade de um vapor, o que corresponde ao comumente denominado título de um vapor.

TABELA DE VAPOR SATURADO

A constante consulta de dados relativos ao vapor por parte dos técnicos resultou na necessidade da elaboração de tabelas técnicas, onde se encontram vários dados relativos ao vapor em função da pressão de trabalho:

1. Temperatura de. saturação - ºC ou ºF.

2. Volume específico do liquido - m3/kg ou cu.ft/lb.

3. Entalpia do vapor - kcal/kg ou Btu/lb.

Liquido saturado - hf.



Entalpia de vaporização - hfg.

Vapor saturado - hg

4. Entropia do vapor - kcal/kg ºC ou Btu/lb ºF.

Líquido saturado - Sf.

Vapor saturado - Sg.

Esses dados são calculados tecnicamente ou obtidos com auxílio de experimentações técnicas acuradas.

Na maioria das vezes, recorre-se às tabelas clássicas elaboradas com dados obtidos em organizações internacionais com todos os recursos técnicos.

Nos trabalhos técnicos, sempre se recorre à tabelas de vapor para se obter dados necessários para cálculos.

Como já nos referimos, os valores contidos nas tabelas não são exatamente coincidentes devido às técnicas de sua elaboração, contudo, são de suficiente precisão.



Propriedades do vapor saturado

Pressão de sat. Temp. de sat. Volume específico Entalpia Entropia Energia interna

kg/cm2 ºC líquido vapor líquido vapor líquido vapor líquido vapor

0,006 0,00 0,00100 206,39 0,00 597,61 0,0000 2,188 0,00 568,30 0,02 17,22 0,00100 68,27 17,26 604,66 0,0608 2,083 17,26 572,68 0,03 23,79 0,00100 46,53 23,81 607,51 0,0832 2,049 23,81 574,82 0,04 28,66 0,00100 35,45 28,66 609,46 0,994 2,025 28,66 576,26 0,05 32,54 0,00100 28,72 32,56 611,16 0,1123 2,005 32,56 577,53

0,06 35,84 0,00100 24,18 35,83 612,73 0,1230 1,990 35,83 579,76 0,08 41,17 0,00100 18,44 41,15 614,96 0,1401 1,966 41,15 580,41 0,10 45,43 0,00101 14,95 45,43 616,83 0,1537 1,948 45,43 581,82 0,15 53,60 0,00101 10,21 53,55 620,36 0,1792 1,913 53,55 584,49

0,20 59,67 0,00101 7,788 59,61 623,02 0,1976 1,890 56,91 586,54 0,25 64,60 0,00101 6,319 64,53 625,04 0,2122 1,871 64,53 588,04 0,30 68,68 0,00102 5,325 68,60 627,11 0,2243 1,857 68,60 589,70 0,40 75,42 0,00102 4,067 75,35 629,46 0,2436 1,833 75,35 591,36

0,50 80,86 0,00102 3,299 80,80 631,81 0,2592 1,815 80,80 593,18 0,60 85,45 0,00103 2,781 85,41 633,63 0,2720 1,800 85,41 594,55 0,80 92,99 0,00103 2,125 92,97 636,38 0,2932 1,778 92,97 596,57 1,00 99,09 0,00104 1,725 99,11 638,83 0,3096 1,760 99,11 598,43

1,20 104,2 0,00104 1,455 104,33 640,73 0,3236 1,746 104,3 599,84 1,40 108,7 0,00105 1,259 108,83 642,33 0,3354 1,732 108,8 601,05 1,60 112,7 0,00105 1,111 112,93 643,73 0,3460 1,722 112,9 602,10 1,80 116,3 0,00105 0,995 116,54 645,04 0,3554 1,712 116,5 603,10 2,00 119,6 0,00105 0,901 119,95 645,15 0,3638 1,702 119,9 603,95

2,40 125,5 0,00106 0,7604 125,76 647,96 0,3787 1,689 125,7 605,22 2,60 128,1 0,00106 0,7055 128,46 648,96 0,3854 1,682 128,4 606,00 2,80 130,6 0,00106 0,6580 130,98 649,78 0,3917 1,678 130,9 606,63 3,00 132,9 0,00107 0,6169 133,40 650,58 0,3975 1,672 133,3 607,24

3,20 135,1 0,00107 0,5808 135,58 651,28 0,4030 1,667 135,5 607,76 3,40 137,2 0,00107 0,5484 137,69 651,89 0,4082 1,661 137,6 608,22 3,60 139,2 0,00107 0,5197 139,80 652,39 0,4133 1,656 139,7 608,58 3,80 141,1 0,00107 0,4938 141,69 652,99 0,4180 1,652 141,6 609,05

4,00 142,9 0,00108 0,4707 143,60 653,60 0,4224 1,648 143,5 608,51 4,50 147,2 0,00108 0,4214 148,02 654,92 0,4330 1,639 147,9 610,51 5,00 151,1 0,00108 0,3817 152,02 656,12 0,4424 1,630 151,9 611,43 5,50 154,7 0,00109 0,3488 155,74 657,14 0,4511 1,623 155,6 612,21

6,00 158,1 0,00109 0,3214 159,25 657,85 0,4593 1,615 159,1 612,69 6,50 161,2 0,00110 0,2980 162,46 658,76 0,4668 1,609 162,3 613,40 7,00 164,2 0,00110 0,2777 165,56 659,56 0,4739 1,604 165,4 614,06 7,50 167,0 0,00110 0,2602 168,60 660,29 0,4805 1,598 168,4 614,59

8,00 169,4 0,00111 0,2446 171,30 660,90 0,4868 1,592 171,1 615,04 8,50 172,1 0,00111 0,2311 173,92 661,52 0,4927 1,588 173,7 615,52 9,00 174,5 0,00111 0,2188 176,44 662,04 0,4983 1,583 176,2 615,92 9,50 176,8 0,00112 0,2078 178,74 662,54 0,5036 1,579 178,5 616,31

10,00 179,0 0,00112 0,1979 181,05 662,95 0,5088 1,575 180,8 616,61

11,00 183,2 0,00113 0,1808 185,50 663,89 0,5184 1,566 185,2 617,31 12,00 187,1 0,00113 0,1663 189,71 664,61 0,5273 1,559 189,4 617,88 13,00 190,7 0,00114 0,1539 193,54 665,36 0,5355 1,553 193,2 618,51 14,00 194,1 0,00115 0,1434 197,16 665,90 0,5433 1,546 196,7 618,88

15,00 197,4 0,00115 0,1342 200,72 666,52 0,5507 1,541 200,3 619,38 16,00 200,4 0,00115 0,1260 204,05 666,95 0,5577 1,535 203,6 619,74 17,00 203,4 0,00116 0,1189 207,20 667,29 0,5645 1,530 206,7 619,94 18,00 206,1 0,00116 0,1125 210,30 667,60 0,5708 1,525 209,8 620,18

19,00 208,8 0,00117 0,1066 213,13 667,93 0,5766 1,520 212,6 620,50 20,00 211,4 0,00117 0,1014 215,86 668,16 0,5853 1,516 215,3 620,67 22,00 216,2 0,00118 0,0924 221,32 668,72 0,5931 1,507 220,7 621,11 24,00 220,8 0,00119 0,0848 226,17 669,07 0,6031 1,500 225,5 621,41

26,00 225,0 0,00120 0,0784 230,83 669,33 0,6125 1,493 230,1 621,59 28,00 229,0 0,00121 0,0728 235,19 669,29 0,6211 1,486 234,4 621,55 30,00 232,8 0,00122 0,0680 239,46 669,36 0,6295 1,479 238,6 621,60 32,00 236,3 0,00123 0,636 243,6 669,42 0,6374 1,473 242,7 621,72

34,00 239,8 0,00123 0,0599 247,48 669,38 0,6448 1,467 246,5 621,70 36,00 243,0 0,00124 0,0565 251,23 669,43 0,6521 1,462 250,2 621,80 38,00 246,2 0,00124 0,0535 254,80 669,20 0,6589 1,457 253,7 621,62 40,00 249,2 0,00125 0,0507 258,27 668,97 0,6655 1,452 257,1 621,45 42,00 252,1 0,00126 0,0482 261,74 668,74 0,6718 1,447 260,5 621,28



VAPOR SATURADO

É o vapor isento de gotículas de água em suspensão. Os seus dados termo, o dinâmicos são obtidos diretamente em tabelas de vapor.

EXEMPLO NUMÉRICO 1

Exprimir os valores termodinâmicos do vapor d'água à pressão de l5 atmosferas absolutas, 15 ata (pressão absoluta, em atmosferas).

Recorrendo-se à tabela, teremos:

• Vapor de l5 atm:

Temperatura de saturação ts= 194,7ºC;

Volume específico - M3 /kg:

do líquido - Vf = 0,00115

do vapor - Vg = 0,1342

Entalpia - kcal/kg

do líquido, hf = 200,72

do vapor hg = 666,52

de evaporação: hfg = hg - hf = 465,8

Entropia - kcal/kg ºC

do líquido - Sf = 0,5507

do vapor - Sg = 1,541

de evaporação Sfg = Sg = Sf

Energia interna - kcal/kg

do líquido - 200,30

do vapor - 619,38

Obtêm-se assim os valores termodinâmicos do vapor saturado.

Deve-se recordar que os valores obtidos nas tabelas são expressos em função da pressão absoluta e que a pressão manométrica, indicada nos manômetros, é expressa em pressão relativa.

Pressão absoluta = pressão relativa + pressão ambiente.

Considerando a pressão ambiente igual a 1 atm resulta:

Pressão absoluta = pressão relativa + 1,00.



VAPOR ÚMIDO

É o vapor acompanhado de gotículas de água em suspensão. As suas condições termodinâmicas são alteradas pela presença de água em suspensão. O teor de água é variável e expresso pela sua qualidade, que indica o teor de água contido no vapor, geralmente expresso em percentagem.

Designando por x o teor de umidade contido no vapor, o seu grau de saturação será:

onde:

(1 - x) x l 00

Dessa maneira a entalpia de um vapor úmido pode ser calculada:

hfgx = x - hf + (l - x) - hfg

hgx = hf + hfgx

onde: x = teor de umidade do vapor;

(l - x) ) x 100 = grau de saturação do vapor;

Dificilmente um gerador de vapor produz um vapor saturado sem que o mesmo seja equipado com dispositivo de secagem de vapor. Sempre se observa um arraste de gotículas d'água pelo vapor produzido. O arraste varia de l a 10% na maioria dos casos, correspondendo assim a vapores de qualidade de 99 a 90%.

Evidentemente, as condições entálpicas são alteradas, como poderemos observar em exemplos numéricos que seguem:

EXEMPLO NUMÉRICO 2

Calcular a entalpia do vapor d'água úmido à pressão de 15 ata com a qualidade de 93%.

Dados obtidos na tabela:

vapor saturado e seco: 15 ata

ts = 197,4ºC

hf = 200,72 kcal/kg

hg = 666,52 kcal/kg

hfg = 465,80 kcal/kg

Qualidade do vapor 93%

hfgx = 0,07 X 200,72 + (l - 0,07) . 465,80

hfgx = 0,07 X 200,72 + 0,93 X 465,8

hgx . = hf + hfg. = 200,72 + 447, 24 = 647,48 kcal/kg

Analisando-se o problema, vê-se que o vapor contém somente 93% de vapor; o restante é água arrastada à mesma temperatura do vapor. Em conseqüência, suas condições entálpicas são reduzidas.

De maneira semelhante, pode-se calcular o seu volume específico e a sua entropia:

Vgx = x . Vf + (l - x) . Vg



Sgx = x . Sf + (l - X) . Sg

EXEMPLO NUMÉRICO 3

Calcular o volume específico, entalpia e entropia de um vapor saturado à pressão de 18 ata com a qualidade de 95%.

Vapor saturado e seco à pressão de 18 atm.

ts = 206,l ºC

Vf = 0,00116 m3/kg

Vg = 0,1125 m3/kg

hf = 210,30 kcal/kg

hg = 667,60 kcal/kg

Sf = 0,5708 kcal/kgºC

Sg = 1,525 kcal/kgºC

Título do vapor 95%

Resolução:

l - Volume específico:

Vgx = x . Vf + (l - x) .Vg

Vgx = 0,05 . 0,00116 + 0,95 X 0,1 125

Vgx = 0,1069 m3/kg

2 - Entalpia:

hgx = x . hf + (l - x) . hg

hgx = 0,05 X 210,30 + 0,95 X 667,60

hgx = 644,73 kcal/kg

3 - Entropia:

Sgx = x . Sf + (l - x) . Sg

Sgx = 0,05 X 0,5708 + 0,95 X 1,525

Sgx = 1,4773 kcal/kgºC

O vapor d'água com o grau de saturação 100 é o vapor saturado , e os seus dados são obtidos nas tabelas de vapor.

Dificilmente se encontra em instalações industriais o vapor perfeitamente saturado, na maioria das vezes ele é úmido, necessitando assim um recálculo de suas condições termodinâmicas, como demonstram os exemplos numéricos 2 e 3.

Em trabalhos teóricos, recorre-se com mais freqüência para o cálculo do vapor, às tabelas de vapor saturado, não se considerando a sua umidade, obtendo-se resultados não perfeitamente reais.



VAPOR SUPERAQUECIDO

É o vapor saturado com temperatura superior à de saturação; resulta de um superaquecimento do vapor saturado.

Grau de superaquecimento é expresso pela diferença de temperatura entre o vapor superaquecido e a sua temperatura de saturação, mantida a pressão constante.

Sabemos que o aquecimento de uma mistura qualquer está diretamente relacionado com o seu calor específico e o gradiente de temperatura; resulta daí que o aquecimento do vapor saturado pode ser expresso como seque:

Hsup = Cp . (tsup - tsat)

onde:

cp = calor específico do vapor à pressão de trabalho;

tsup = temperatura de superaquecimento do vapor;

tsat = temperatura do vapor saturado;

(tsup - tsat) = grau de superaquecimento do vapor.

Assim, as condições entálpicas de um vapor superaquecido serão maiores que as do vapor saturado.

hsup = hg + cp(tsup - tsat)

EXEMPLO NUMÉRICO 4

Calcular as condições entálpicas de um vapor d'água superaquecido de 50ºC, à pressão de 16 ata (pressão absoluta).

Resultado:

Consultando as tabelas especializadas podemos obter os dados:

Tabela:

ts = 200,4ºC

hg = 666,95 kcal/kg

Tabela de Cp do vapor d'água

Calor específico do -vapor d'água a 200ºC:

Cp = 0,722 cal/gºC

hsup = 666,95 + 0,722 (250 - 200)

hsup = 666,95 + 0,722 X 50

hsup = 703,05 kcal/kg

Observa-se assim que o superaquecimento do vapor apresentou um acréscimo em entalpia de 36,1 kcal/ kg ~ 5,5% das condições iniciais.

De maneira semelhante, pode-se calcular para o vapor superaquecido o volume específico e a entropia.

Os valores referidos são encontrados em tabelas especiais - Tabela de vapor superaquecido - que não será incluída neste trabalho.



O vapor superaquecido é de difícil condensação em processos de aquecimento, não oferecendo nenhuma vantagem em transmissão de calor frente ao vapor saturado que se condensa facilmente, formando assim coeficiente de película que apresenta boa condutividade térmica.

CONDENSAÇÃO DO VAPOR

O vapor saturado, ao se condensar, cede ao meio a sua entalpia de condensação - hfg - não alterando a sua temperatura. Condições idênticas ocorrem com o vapor úmido cedendo (l - x)hfg - hf. Já com o vapor superaquecido o mesmo não sucede, pois o vapor se encontra em temperatura superior à de saturação. O processo se passa, assim, em duas etapas: primeiro o vapor se esfria até a temperatura de saturação e, a seguir, condensa-se cedendo ao meio a sua entalpia de condensação.

No processo de condensação o vapor troca calor e aquece o meio em que se encontra.

EMPREGO DO VAPOR COMO AGENTE DE AQUECIMENTO

Em processos industriais, o vapor é empregado de diversas maneiras, dependendo da natureza da indústria e do processo, observando-se condições básicas semelhantes e comuns a todos os processos que empregam o vapor como fonte de aquecimento.

O emprego do vapor nas indústrias é tão intenso que somente podemos discutir no presente trabalho os princípios gerais que norteiam o seu emprego.

Cada indústria tem seus equipamentos e seus métodos especializadas que dependem do caráter e das necessidades de seus produtos, utilizando assim o vapor em forma adequada a seus processos.

Apesar da grande diversidade de aplicação e do equipamento especial empregado, os princípios da utilização, o vapor são comuns , todas as indústrias.

De todos os meios conhecidos para a distribuição e aplicação do calor em processos industriais, o vapor é o mais extensamente empregado, com limitações práticas em função da temperatura em que se pode trabalhar. De uma maneira geral, o vapor somente é empregado em temperatura com o limite máximo de 200ºC.

VANTAGENS DO VAPOR COMO AGENTE DE AQUECIMENTO

O vapor é empregado em aquecimentos como elemento transportador de calor:

1. cede seu calor à temperatura constante

2. contém elevadas condições entálpicas

3. é produzido a partir d'água, que é barata e abundante na natureza

4. é limpo, inodoro e insípido

5. o vapor pode ser aplicado uma ou mais vezes sucessivamente

6. pode ser empregado Para produção de energia (vapor superaquecido) e depois para aquecimento (vapor saturado).

Esses seis Pontos serão discutidos em rápidas considerações a seguir, sendo que os quatro primeiros não podem ser separados completamente, pois apresentam dependência mútua.

l - O vapor cede seu calor à temperatura constante



Essa propriedade é muito importante em processos industriais, simplificando economicamente as operações, evitando dispositivos de controle, permitindo um controle perfeito, dos processos de aquecimento, e conseguindo-se uma fiei reprodução a qualquer momento.

A razão dessa propriedade é que o vapor, ao condensar-se, cede a sua entalpia de condensação à superfície de aquecimento, efetuando esse trabalho à temperatura constante.

A temperatura de aquecimento é regulada unicamente pela pressão de trabalho.

2 - O vapor apresenta elevadas condições entálpicas

Isso significa que se pode conduzir por tubulação de pequeno diâmetro grande quantidade de calor.

Se comparado Com um gás qualquer, ou um líquido, estes somente poderão apresentar resultados semelhantes ao vapor em temperaturas muito elevadas, condições que se tornam inadequadas em muitos processos. O vapor d'água contém, em temperaturas médias, cerca de 25 vezes mais calor que o peso do ar ou gás de combustão à mesma temperatura; além do mais, o ar ou o gás no processo de troca térmica, para ceder o seu calor, se resfriam e já o vapor d'água pode ceder praticamente 80% de seu calor sem variação de temperatura. A água, no estado líquido, pode ser empregada como veículo de transporte de calor, havendo, também, redução de temperatura; para que essa redução de temperatura seja pequena, torna-se necessário circular um grande volume de água. -

Essa propriedade do vapor é devida à sua elevada entalpia, que não apresenta similar na natureza.

3 - O vapor se produz a partir da água que é barata e abundante

Para competir com a água na produção de vapor, somente poderia ser um produto que apresente propriedades semelhantes à água: ponto de ebulição, calor latente de vaporização, condutividade térmica etc.

Na natureza não existe nenhum produto que se assemelhe à água na produção de vapor, nem mesmo produtos sintéticos. Além disso, é um produto de baixo custo e abundante, dando origem a um vapor relativamente barato.

4 - O vapor é limpo, inodoro e insípido

Somente com água pode-se conseguir um vapor límpido, inodoro e insípido, não contaminando assim os produtos em processamento e não afetando a higiene do ambiente. Não é inflamável e nem apresenta propriedades comburentes.

5 - O calor do vapor pode ser empregado várias vezes sucessivamente.

6 - O vapor pode ser empregado para produção de energia e depois para aquecimento.

As considerações acima podem ser analisadas em conjunto, pois estão intima. mente associadas, principalmente quando se trabalha com vapor superaquecido para gerar energia térmica; o vapor, após ser utilizado em turbinas em altas pressões e superaquecido, poderá ser utilizado em sistemas de aquecimento, bastando para isso, reduzir a sua pressão ou proceder à sua expansão, quando condensado.

Por outro lado, um vapor após ser condensado a certa pressão, poderá ser expandido a menor pressão ou comprimido a pressões maiores por termocompressão.

Assim, um vapor de 0,7 kg/cm2 poderá ser comprimido a 12 kg/cm2 compressão, consumindo com isso aproximadamente 10 kcal/kg.



PRESSÃO DO VAPOR, TEMPERATURA E ENTALPIA

A pressão, temperatura e entalpia do vapor estão intimamente relacionadas; variando a pressão observam-se conseqüentes variações da temperatura e da entalpia do vapor.

Essas propriedades são largamente utilizadas pelos técnicos, pois pode-se conseguir, com isso, condições de trabalho completamente distintas.

Nos sistemas de aquecimento, o vapor mais empregado é o de baixa pressão, em pressões que variam de 4 a 16 atmosferas absolutas em temperaturas compreendidas entre 140 e 200ºC; dificilmente se empregam vapores em sistemas de aquecimento com temperatura acima de 200ºC, por motivos econômicos. As instalações se tornam mais complexas e caras, exigindo dispositivos de segurança e tubulações especiais.

Além do mais, o vapor com 4 ata apresenta a entalpia de condensação de 510 kcal/kg e já um de 16 ata, 462,4 kcal/kg e à medida que a pressão aumenta, menor é a entalpia de condensação, repercutindo sensivelmente nos processos de aquecimento.

EXEMPLO NUMÉRICO 5

Calcular a temperatura resultante da mistura de 80 kg de vapor de 8 ata em uma massa de 1.500 kg de água em temperatura ambiente de 22ºC.

Resolução:

1.500 kg de água com 22ºC e Cp = 1,000 cal/gºC apresenta uma condição entálpica:

Q = ∆H1 = M . Cp X t

Q = ∆H1 = 1. 500 X 1,00 X 22 = 33.000 kcal

Condições entálpicas do vapor de 8 ata

Vapor de 8 atm

ts = 169,4ºC

hf = 171,30 kcal/kg

hg = 660,90 kcal/kg

∆H2 = M . hg; H2 = 80 X 660,90 = 52.872,0 kcal

Calor da mistura:

∆H = ∆H1 + ∆H2 = 85.872 kcal

Massa resultante da mistura:

t = 85.872 ≅ 54,4ºC 1.580

EXEMPLO NUMÉRICO 6

Calcular a quantidade de água cuja temperatura pode ser elevada de l5ºC a 85ºC com l kg de vapor de 6 ata.

Resolução:

A entalpia do vapor de 6 ata é de 657,85 kcal/kg e a sua temperatura de 158,lºC.



As condições entálpicas da água a 85ºC são praticamente de 85 kcal/kg; logo, para aquecer a água até 85ºC serão necessários 657,85 - 85 = 572,85 kcal; em conseqüência, a quantidade de água que pode ser aquecida de 15 a 85ºC com um quilograma de vapor será:

572,85 = 8,0 kg de água 85 - 15

No caso de se empregar um vapor com saturação de 95%, a quantidade de água que poderá ser aquecida será de aproximadamente:

8,0 X 0,95 ≅ 7,8 kg de água

Na prática, uma mistura de 1.000 kg de água e 10 kg de vapor saturado de 1 ata. resulta em um aumento de temperatura de 5ºC.

EXEMPLO NUMÉRICO 7

Calcular a quantidade de vapor necessário para aquecer um trocador de calor vazio, de aço comum, com um peso de 6,5 toneladas, isolado termicamente do meio, empregando para isso um vapor de 8 atmosferas efetivas.

Definir a temperatura final do trocador de calor e o consumo de vapor para aquecê-lo.

Resolução:

Vapor de B ate + pressão ambiente (l atm) = 9 ata.

Recorrendo-se à tabela de vapor (tabela 2) e coletando dados do vapor de 9 atm, resulta:

ts = 174,5ºC hf = 176,44 kcal/kg

hg = 662,04 Kcal/kg

hfg = 483,60 kcal/kg

Calor específico do aço comum:

Cp = 0,116 cal/gºC

Resolução:

∆H1 = Cp . M∆t

M = massa do corpo a aquecer

∆H1 = 0,116 . 6.500 . (174,5 - 20ºC)

∆H1 = 116.493,0 kcal

Consumo de vapor = Os = 116.493,0 hfg 483,60

Consumo de vapor ≅ 24 I,0 kg de vapor

Temperatura do trocador de calor = 174,5ºC

EXEMPLO NUMÉRICO 8

Proceder ao mesmo cálculo do problema anterior recorrendo-se a um vapor saturado com 10% de umidade à pressão de 9 atmosferas absolutas.

Resolução:

Vapor com 10% de umidade, 9,0 ata:



hfg = x . hf + (1 - x) hfg

hfg = 0,10 . 176,44 + 0,90 . 438,60 = 412,38 kcal/kg

Cp do aço 0,116 cal/gºC

H1 = M . Cp.∆t

H1 = 0,116 . 6.500 (174,5 - 20)

H1 = 116.493,0 kcal

Consumo de vapor:

Vapor = Os = 116.493,0 (1- x) hfg - hf 0,90 . 662,04 - 176,44

Massa de vapor = 277,76 kg de vapor

Temperatura do trocador = 174,5ºC

Analisando os dois casos pode-se observar que o consumo de vapor com 10% de umidade é maior que o do vapor saturado considerados à mesma pressão de trabalho ~ 9,0 ata.

Em ambos os casos, o trocador de calor será aquecido à temperatura de 174,5ºC, uma vez que o vapor se satura na mesma temperatura.

O consumo de vapor aumentou, no caso de vapor úmido, de 16,24% com relação ao vapor saturado seco.

GENERALIDADES

A água, pela sua abundância na natureza, desempenhou e desempenha um papel importantíssimo na geração e distribuição da energia (elétrica) na indústria.

A característica básica útil da água (vapor d’água) é a entalpia, que é bastante elevada quando comparada com os fluidos térmicos usuais da indústria.

O quadro abaixo mostra alguns pontos desses aspectos mencionados.

Entalpia da Água (valores aproximados)

Temperatura de Saturação

(ºC)

Pressão (ata)

Temperatura (ºC)

Entalpia Vaporização

(kcal/kg)

Entalpia Total (kcal/kg)

99 1 120 539,6 649,0

216,2 22 350 447,7 747,7

253,5 43 410 405,3 771,8

303,3 91 510 330,4 815,0

*374,15 225,6 - 0,0 501,5

* Ponto crítico



Entalpia do Dowtherm A

Temperatura de Saturação

(ºC)

Pressão (ata)

Entalpia Vaporização

(kcal/kg)

Entalpia Total (kcal/kg)

216,0 0,4 75,0 164,0

254,0 1,0 71,4 179,0

303,0 2,7 65,9 201,0

Como se depreende dos quadros acima, além da entalpia, existe ainda, a diferença notável da pressão para a mesma temperatura de saturação, o que leva a espessuras de equipamentos bastante.

FUNDAMENTOS TERMODINÂMICOS DA PRODUÇÃO DO VAPOR D’Á GUA

A formação do vapor na temperatura de ebulição tem lugar simultaneamente em toda a massa do líquido, mas a evaporação tem lugar em temperaturas quaisquer, mas somente na superfície livre, desde que a pressão parcial do vapor acima da superfície seja inferior à de saturação para a temperatura do líquido. Quando um líquido é aquecido, ocorre evaporação e esta sempre precede a ebulição, crescendo com a temperatura. TIPOS DE EBULIÇÃO

Do ponto de vista troca de calor e dimensionamento é interessante distinguir os processos de ebulição que existem. a) Ebulição nucleada: Ocorre entre a superfície quente e o líquido, libertando pequenas

bolhas de vapor, que conforme a temperatura do restante do fluido, é a de saturação ou não, ficam de forma de vapor ou se condensam aquecendo o líquido até que todo o fluido esteja à temperatura de saturação. Neste tipo de ebulição os coeficientes de troca são bastante elevados e a temperatura do metal excede em poucos graus a temperatura de saturação.

b) Ebulição em filme: Processando-se a ebulição nucleada, com certo vigor, as bolhas de vapor liberada passam a interferir com o fluxo do líquido, passando a subsistir um filme de vapor ao longo da superfície de troca de calor, ou em trechos dele. Este filme é de vapor superaquecido, e esta ebulição é dita em filme. Da mesma maneira que a ebulição nucleada, existe um primeiro estágio instável de ebulição, e posteriormente conforme cresce o fluxo de calor, passa a ser estável. A temperatura do metal do tubo neste caso, cresce pois o coeficiente de troca de calor, cai, conforme muda o tipo de ebulição, e se eleva conforme cresce o calor trocado.



DIAGRAMA PXT E PXV (ÁGUA)

EVOLUÇÃO DA ÁGUA INTERNAMENTE À CALDEIRA

Temp.

Ponto Fase Líquida

Ponto triplo

Pressão

Fase sólida

Vapor

p = pressão t = temperatura

DIAGRAMA PXV E PX ρρρρ DO VAPOR D’ÁGUA

Volume especí

fico

Vapor saturad

o seco

Massa esp

ecífica

Pressão(ata)20

2,00,1

1,0Volume específico (m3/kg)

Massa específica (kg/m3)

1,0

10

PROCESSO INTERNO À CALDEIRA



5.2 CLASSIFICAÇÃO

Existem diversas formas para se classificar as caldeiras. Por exemplo, elas podem ser classificadas sob os seguintes aspectos:

Quanto à localização água-gases:

A) Flamotubulares

Observação: todos os tipos acima com 1,2 ou 3 passes

B) Aquotubulares

C) Mistas

Quanto à energia empregada para o aquecimento:

A) Combustíveis

B) Elétricas

C) Caldeiras de Recuperação

D) Nuclear

Verticais Horizontais Fornalhas corrugadas Fornalhas lisas Traseira seca Traseira molhada

Tubos retos Tubos curvos Perfil A Perfil D Perfil O Lâmina, cortina ou parede de água

Sólidos Líquidos Gases

Jatos-de água Eletrodos submersos Resistores

Gases de Recuperação Gases de outros processos Produção de soda ou licor negro



Quanto à montagem:

A) Caldeiras pré-montadas (compactas) B) Caldeiras montadas em campo Quanto à sustentação

A) Caldeiras auto-sustentadas B) Caldeiras mistas C) Sustentação mista

Quanto à circulação de água

A) Circulação natural B) Circulação forçada C) Combinada

Quanto ao sistema de tiragem

A) Tiragem natural B) Tiragem forçada C) Tiragem balanceada ou induzida

QUANTO À LOCALIZAÇÃO ÁGUA-GASES

CALDEIRAS FLAMOTUBULARES

Este foi o primeiro tipo de caldeiras construída. É também chamada de tubo-de-fogo, tubo-de-fumaça ou pirotubular, por causa dos gases quentes provenientes da combustão que circulam no interior dos tubos em um ou mais passes, ficando a água por fora dos mesmos. É o tipo de caldeira mais simples. Muito usada em locomotivas e navios, mesmo com o aparecimento de caldeiras mais modernas, este tipo ainda continua em uso. Segundo o esquema, notamos que a caldeira tipo flamotubular não passa de um cilindro externo que contém a água e um cilindro interno destinado à fornalha. Sua tiragem ou saída de gases é normal. A carcaça é construída de chapas que variam de espessura de acordo com o porte da caldeira e a sua pressão pode variar entre 5 a 10 quilogramas-força por centímetro quadrado.

Sucessivos estudos visando ao aperfeiçoamento das caldeiras revelaram que a temperatura oscilava entre 316 a 427ºC, que era perdida na chaminé. Resolveram aproveitar esta perda, a fim de reduzir o custo do combustível que, na época era o carvão mineral. O problema foi resolvido, aumentando a superfície de aquecimento da água colocando tubos em quantidades suficientes e forçando os gases a passarem pelos tubos em passes, depois, pela tiragem na chaminé. Com isso, o rendimento foi aumentando, embora esse tipo de caldeiras não tivesse eficiência superior a 60%. Podemos ainda classificar as caldeiras flamotubulares em: HORIZONTAIS E VERTICAIS.



Outras caldeiras apresentam os dois tubos conjugados, o de aquecimento direto e o de retorno, sendo que os gases quentes circulam pelos tubos diretos e voltam pelos tubos de retorno. CALDEIRAS AQUOTUBULARES

Quando descrevemos o processo evolutivo por que passaram as caldeiras, vimos que nas caldeiras de tubo de fogo primitivas, a superfície de aquecimento era muito pequena, tendo esta superfície sido aumentada à medida que se aumentaram o número de tubos. Por mais tubos que se colocassem dentro da caldeira, esta superfície ainda continuava pequena, causando alguns inconvenientes, tais como: baixo rendimento, demora na produção de vapor etc. A crescente industrialização em todos os países e a criação de novos métodos industriais, exigiam caldeiras de maior rendimento, menor consumo, rápida produção de vapor, enfim se fazia necessário criar um novo tipo de caldeira. Baseados nos princípios de termologia e nas experiências com os tipos de caldeiras existentes na época, resolveram os fabricantes inverter aquilo que era feito: trocaram os tubos de fogo por tubos de água, tendo, assim, aumentado, em muito, a superfície de aquecimento. A caldeira tubo-de-água é baseada no fato de que: “quando um líquido é aquecido, as primeiras partículas aquecidas ficam mais leves e sobem, enquanto que as partículas frias que são mais pesadas descem, recebendo calor elas tornam a subir, formando, assim, um movimento contínuo, até que a água entre em ebulição. Podemos ver nitidamente isto quando colocamos água para ferver. No esquema apresentado na figura podemos notar que água é vaporizada nos tubos que constituem a parede mais interna. Recebendo calor primeiro, vaporiza e sob até o tambor superior, dando lugar à nova quantidade de água fria que será vaporizada e, assim, sucessivamente.



Existem diferentes tipos de caldeiras tubo-de-água, a saber: � Caldeiras aquotubulares de tubos retos, podendo, os tambores estarem colocados

no sentido longitudinal ou transversal; � Caldeiras aquotubulares de tubos curvos, que podem apresentar de um a mais de

quatro tambores, no sentido longitudinal ou transversal; � Caldeiras aquotubulares de circulação positiva.

CALDEIRAS AQUOTUBULARES DE TUBOS RETOS

Consiste em um feixe de tubos retos e paralelos que se interligam com o tampo de vapor, através de câmaras, conforme ilustra a figura. Pelos espaços existentes entre os tubos é que circulam os gases quentes.

Essas foram as primeiras caldeiras tubo-de-água que surgiram e tinham uma capacidade de produção de 3 a 30 toneladas – vapor/hora com pressões de até 45 kg/cm2. Os projetos foram apresentados pelas firmas Babcok & Wilcox e a Steam Muller Corp.



CALDEIRAS DE TUBOS RETOS E TAMBOR LONGITUDINAL

CALDEIRAS AQUOTUBULARES DE TUBOS RETOS E TAMBOR TRA NSVERSAL



CALDEIRAS AQUOTUBULARES DE TUBOS CURVOS

A principal característica deste tipo, são os tubos curvos que se unem aos tambores por solda ou madrilamento, o que representa grande economia na fabricação e facilidade na manutenção. Além de serem bastantes práticas para limpar, possibilitam a produção de grande quantidade de vapor.

As primeiras caldeiras deste tipo foram idealizadas por Stirling. Apresentavam um número de tambores variados, e um grande volume de água. Na figura apresentamos um esquema desse tipo de caldeira, com três tambores superiores e um inferior. Neste primitivo modelo, Stirling apresenta três tambores transversais superiores e um inferior, existindo modelos com dois tambores inferiores.

CALDEIRAS AQUOTUBULARES COMPACTAS

Quando falamos sobre a caldeira tubo-de-fogo compacta, vimos que este tipo de caldeira é muito usada em local de pequeno espaço e em instalações móveis, devido à facilidades de transporte. O mesmo ocorre com caldeira aquotubular compacta que também apresenta estas vantagens e mais a de poder entrar em funcionamento imediato. A capacidade média de uma caldeira deste tipo é de 30 toneladas de vapor por hora, porém existem aquelas que produzem até 3 vezes mais.



CALDEIRAS DE CIRCULAÇÃO POSITIVA

A circulação de água nas caldeiras aquotubulares, ocorre por diferenças de densidade. Se a circulação for deficiente, poderá ocorrer um superaquecimento e, consequentemente, haverá a ruptura dos tubos.

CORTE DE UMA CALDEIRA AQUOTUBULAR COMPACTA

Os esquemas seguintes apresentam a circulação de água em caldeiras com diferentes formas de tubos. As caldeiras com circulação positiva podem apresentar bombas externas, para forçar a circulação de água ou vapor, independentemente da circulação natural. A primeira caldeira deste tipo foi a de Fluxo Unidirecional ou “Caldeira de Benson”. Essa caldeira não possui tambor de vapor nem bomba de recirculação. Sua grande vantagem é a de sua pressão ilimitada, assim como sua capacidade; porém, exige muita perícia na operação. Existe, também, a caldeira Belser que é a mesma caldeira Benson acrescida do tambor de vapor, o qual coleta uma pequena parte da água evaporada para o aquecimento da água de entrada.



QUANTO À OPERAÇÃO

CALDEIRAS MANUAIS

Todas as caldeiras aqui descritas podem ser operadas manualmente. Portanto, caldeiras manuais são aquelas que dependem da total vigilância do operador. Estas caldeiras encontram-se em total desuso. CALDEIRAS SEMI-AUTOMÁTICAS

Entendemos por caldeiras semi-automáticas aquelas que possuem alguns dispositivos manuais e outros automáticos.Geralmente, são caldeiras manuais antigas que passaram por algumas modificações, e recebem dispositivos automáticos. Portanto, algumas operações são executadas manualmente pelo operador e outras automaticamente. Os dispositivos automáticos mais comumente encontrados nesse tipo de caldeiras são os alimentadores de água e de óleo. CALDEIRAS AUTOMÁTICAS

Caldeiras automáticas são aquelas cujo trabalho do operador é mínimo, cabendo a ele apenas o controle e verificação dos dispositivos. Tudo na caldeira funciona automaticamente: alimentação de óleo e água, controle de combustão, acendimento, etc. Em certos casos, o automatismo total não é conveniente. É o caso de empresas que utilizam seus entulhos como combustível o que representa grande economia. Exemplo: usinas de açúcar que queimam o bagaço da cana.



5.3 CÁLCULO DE EFICIÊNCIA

Na análise energética de instalação industriais, os geradores de vapor são equipamentos cuja verificação é obrigatória, uma vez que a sua operação deficiente ou incorreta implica diretamente em gastos adicionais de combustível.

Uma das formas mais usadas para avaliar a operação destes equipamentos é o cálculo de sua "eficiência", entretanto, os diferentes métodos e roteiros de cálculo empregados pelos técnicos nas indústrias ou empresas de engenharia levam algumas vezes a resultados e conclusões não diretamente comparáveis ou que não correspondem à situação real de operação- das caldeiras.

Este tópico vem ao encontro desta necessidade de padronização mínima. procurando atingir os seguintes objetivos:

• sistematizar uma metodologia para o cálculo de eficiência de caldeira sob a ótica do uso racional de energia;

• apresentar e discutir os métodos de cálculo direto e indireto;

• fornecer roteiros de cálculo e informações que permitam a aplicação imediata dos métodos propostos;

• apresentar um exemplo prático de aplicação da metodologia.

APRESENTAÇÃO DA METODOLOGIA

O cálculo de eficiência de caldeiras não possui uma metodologia normalizada no Brasil, no entanto, existem normas no exterior que são aqui utilizadas. Dentre estas, a Norma ASME (The American Society of Mechanical Engineering) é a mais conhecida. sendo aplicada, principalmente, quando da recepção do equipamento, para verificar o seu desempenho, capacidade e característica de operação ou, ainda, verificar o equipamento sob condições de garantia, compará-lo com a condição padrão, determinar as características de suas diferentes partes etc.

O procedimento proposto neste Apêndice difere da norma ASME, basicamente nos seguintes pontos:

• a norma ASME assume que a energia útil aproveitada pelo gerador de vapor (que é "absorvida" pelo fluido de trabalho) inclui a energia associada ao vapor destinado à sopragem de fuligem, e a energia associada à água purgada da caldeira, além da energia associada ao vapor efetivamente liberado para o processo. Neste Apêndice. a energia útil será definida como sendo apenas aquela que é liberada para o processo, ou seja as energias associadas ao vapor para sopragem de fuligem e as purgas são consideradas perdas;

• a energia elétrica consumida em alguns equipamentos como, bomba de circulação de água, ventilador de ar de combustão, ventilador de exaustão etc., é considerada como sendo uma "entrada" de energia no método proposto na norma. Neste Apêndice esta parcela não será considerada nos cálculos.

Além destas diferenças, cabe ressaltar que o método proposto pela norma ASME proporciona resultados mais precisos, uma vez que algumas informações não são aqui consideradas, devido às simplificações introduzidas nos cálculos de algumas parcelas. Diferem também a sistematização das informações sobre formas de medição, instrumentação necessária, pontos adequados para retirada de amostras, que não são detalhadas neste Manual.



Ainda assim, para os casos de avaliação energética, o método aqui proposto é mais adequado, pois em última análise o que se calcula é a eficiência no aproveitamento do combustível para a geração do vapor disponível para processo.

O desenvolvimento deste trabalho procura destacar a utilização do Poder Calorifico Superior - PCS como base de cálculo, pelos motivos citados a seguir.

• valor do Poder Calorifico determinado pelo método da Bomba Calorimétrica, normalizado pela ABNT* é o do Poder Calorifico Superior (PCS) a volume constante, e o Poder Calorifico Inferior (PCI) é obtido por cálculo, a partir da análise do teor de hidrogênio do combustível, que é sujeita a imprecisões, principalmente para óleos combustíveis.

• É possível a comparação de alguns resultados obtidos por este método com os obtidos usando-se a norma ASME, uma vez que a base de cálculo é a mesma, apesar da metodologia diferente.

DEFINIÇÕES E CONCEITOS

O balanço de energia para uma caldeira operando em regime permanente de ser escrito de forma simplificada como segue:

Qf = Qu+P (1)

onde:

Qf = energia fornecida à caldeira por unidade de tempo (kJ/h);

Qu = energia útil absorvida pelo fluido de trabalho (água) por unidade de (kJ/h);

P = energia perdida por unidade de tempo (kJ/h).

A eficiência da caldeira, relação entre a energia útil absorvida pelo fluido de trabalho e a energia fornecida, é determinada através do chamado "método direto", ou da "entrada e saída", pela seguinte Equação:

∈ = Qu (2)

Qf

A Equação antedor também pode ser escrita como:

∈ = 1 - P (3)

Qf

que é a Equação utilizada para a determinação da eficiência pelo chamado "método indireto" ou "método das perdas".

Estas duas equações são genéricas e aplicadas em qualquer método. As diferenças passam a existir quando se define o volume de controle e se quantifica cada uma das parcelas anteriormente citadas.

A figura abaixo ilustra o volume de controle aplicado a uma caldeira genérica e os principais fluxos que serão analisados e quantificados no cálculo da eficiência, associados a cada uma das parcelas: energia fornecida, energia útil e perdas.



ROTEIRO DE CÁLCULO COMPLETO

A seguir, apresenta-se o método de cálculo da "eficiência", com base no volume de controle indicado na Figura abaixo.

A energia útil fornecida e as perdas também podem ser escritas da seguinte forma:

Qf = mc . qf (4)

Qu = mc . qu (5)

P = mc . p (6)

onde:

mc = vazão em massa de combustível, base úmida (kgcombustível úmido/h);

qf = energia fornecida por unidade de massa de combustível (kJ/kgcombustível úmido);

qu = energia útil por unidade de massa de combustível (kJ/kgcombustível úmido);

p = energia perdida por unidade de massa de combustível (kJ/kgcombustível úmido).

Assim, as equações podem ser expressas por:

∈ = qu (7) qf

∈ = p (8) qf

que serão as expressões usadas para os cálculos subseqüentes.



Cálculo da energia útil

A equação que calcula a energia útil Por unidade de massa de combustível qu é a seguinte:

qu = mv . (hv - ha) (9) mc

onde:

mv = vazão em massa de vapor gerado, fornecido ao processo (não inclui o vapor gerado utilizado em sopradores de fuligem) (kg/h);

hv = entalpia especifica do vapor na pressão e temperatura em que é gerado (kJ/kg)1;

ha = entalpia especifica da água de alimentação da caldeira (kJ/h);

rnc = vazão em massa de combustível em base úmida (kgcombustível úmido/h).

A parcela referente à entalpia especifica da água de alimentação da caldeira (ha) pode ainda ser expressa por:

ha = 4,19 . Ta (10)

onde:

Ta = temperatura da água de alimentação (ºC);

4,19 = valor prático adotado para o calor especifico da água (kJ/kgºC).

Cálculo da energia fornecida por unidade de massa d e combustível

A energia fornecida por unidade de massa de combustível é dada por:

qf = cpc.(Tc-Tref)+mar seco.(cpar+W.cpv).(Tar-Tref)+PCSu

onde: cpc = calor específico médio do combustível entre a temperatura de entrada e a temperatura

de referência (kJ/kgºC);

Tc = temperatura do combustível na entrada da caldeira (ºC);

Tref = temperatura de referência adotada (ºC);

mar seco = massa de oxigênio necessária (kgar/kgcombustível úmido);

cpar = calor especifico médio do ar entre a temperatura de referência (kJ/kgºC);

Tar = temperatura do ar de combustão na entrada2 (ºC);

1 Em análises mais rigorosas, ou quando se souber previamente que a caldeira possui problemas com a

"qualidade" do vapor, é importante determinar o título do vapor gerado com um calorímetro e corrigir a entalpia do vapor como segue: hv = (1 - x) . hλ + x . hvT (11) onde: hλ ... entalpia do líquido saturado; x ... título do vapor (%/100); hvT ... entalpia do vapor saturado seco. Quando a caldeira trabalhar com vapor superaquecido é necessário recorrer à tabela de Vapor Superaquecido para água em função da pressão e temperatura.

2 A temperatura Tar é igual à temperatura ambiente quando não houver preaquecimento do ar de combustão, ou quando o preaquecimento for feito por alguma fonte de energia da própria caldeira (vapor, recuperação dos



W = umidade absoluta do ar (kgágua/kgar seco);

PCSu = poder calorifico superior do combustível, base úmida (kJ/kgcombustivel úmido);

cpv = calor especifico médio do vapor d'água do ar entre a temperatura Tar e a temperatura de referência (kJ/kgºC).

Cálculo da eficiência pelo método direto ("entrada/ saída")

Com base nas Equações 7, 9 e l2, a eficiência pelo método direto é calculada por:

�d = mv . (hv - ha) (13) mc . qf

O cálculo da eficiência pelo método direto exige as seguintes medições:

• vazão mássica de vapor útil que deixa a caldeira (kg/h);

• pressão e temperatura do vapor (MPa, ºC);

• temperatura da água de alimentação (ºC); • vazão mássica de combustível úmido (kg/h); • temperatura do combustível na entrada (ºC); • temperatura do ar de combustão na entrada (ºC); • umidade absoluta do ar ambiente (kgágua/kgar seco); • composição elementar, umidade e poder calorifico do combustível (% em base seca, % em

base úmida, kJ/kg); • teor de CO2 ou O2 (base seca) dos gases de chaminé (%), ou vazão do ar de combustão

(kg/h).

Cálculo da eficiência pelo método indireto (perdas)

Justifica-se o cálculo da eficiência pelo método indireto quando houver dificuldade ou impossibilidade na obtenção do valor da vazão mássica de combustível ou do vapor. Desta forma, o método apresentado a seguir baseia-se na determinação ou avaliação de cada uma das parcelas das perdas de energia através da superfície de controle.

A perda total da unidade de massa de combustível será a somatória de cada perda específica (que será denominada no texto como sendo a entalpia associada a cada fluxo que deixa o volume de controle), a menos do vapor útil gerado.

Perdas de energia pela chaminé

• Entalpia associada aos gases secos na chaminé

Pgs = (mCO2 .cpCO2+

mSO2.cpSO2+

mO2.cpO2+

mN2.cpN2).(Tch-Tref)

onde:

mCO2 = massa de CO2 formada na combustão (kg/kgcombustível úmido);

mSO2 = massa de SO2 formada na combustão (kg/kgcombustivel úmido);

mO2 = massa de oxigênio livre nos gases de combustão (kg/kgcombustivel úmido);

mN2 = massa de nitrogênio nos gases de combustão (kg/kgcombustivel úmido);

cpCO2' cpSO2'

cpO2' cpN2 = calor específico médio de cada gás presente na chaminé entre Tref

e Tch (kJ/kgºC);

gases de chaminé, purgas), caso no qual o dispositivo de aquecimento será considerado no interior do volume de controle.



Tch = temperatura dos gases de chaminé3 (ºC);

Tref = temperatura de referência adotada (ºC).

Em cálculos práticos, a equação anterior Pode ser substituída sem incorrer em erros significativos por:

Pgs = mgs . cpar . (Tch - Tref) (15)

onde: mgs = vazão mássica de gases secos na chaminé (kg/kgcombustivel úmido);

cpar = calor especifico médio do ar entre Tch e Tref (kJ/kgºC).

Entalpia associada ao vapor d'água na chaminé proveniente da combustão do hidrogênio, da umidade do combustível e da umidade do ar.

Pa = mH2O . cpv . (Tch-Tref) + mH2O. hλv(ref) (16)

onde: mH2O = massa de vapor d'água na chaminé por unidade de massa de combustível, formada na combustão do hidrogênio do combustível, e proveniente da umidade do combustível e do ar (kg/kgcombustivel úmido);

cpv = calor especifico do vapor entre Tch e Tref (kJ/kgºC);

hλv(ref) = entalpia especifica de evaporação da água na temperatura de referência dotada (kJ/kg); para Tref = 25ºC, hλv = 2 442,3 kJ/kg;

mH2O = massa de vapor d'água na chaminé, por unidade de massa de combustível devido à combustão do hidrogênio e umidade do combustível, determinada pela Equação l7.

mH2O = mH2O - 4,29. mO2.W (17)

onde:

mO2 = massa de oxigênio necessária à combustão (kg/kgcombustivel úmido);

W = umidade absoluta do ar ambiente (kgágua/kgar seco).

• Entalpia associada ao vapor d'água na chaminé prove niente dos sopradores de fuligem

A perda absoluta é dada por:

Qns = mvns . [cpv . (Tch - Tref) + hλv(ref) - cpa . (Ta - Tref)] (18)

onde:

mvns = vazão de vapor consumida nos sopradores de fuligem (kg/h);

cpv = calor especifico médio do vapor d'água entre Tch e Tref (kJ/kgºC);

Tch = temperatura dos gases efluentes na chaminé (ºC);

Tref = temperatura de referência adotada (ºC);

Tref = entalpia de evaporação da água na temperatura de referência adotada (Tref) (kJ/kg);

3 Note-se que, caso haja preaquecimento do ar ou água através dos gases de chaminé, esta temperatura deve ser a temperatura a jusante do recuperador, respeitada a observação feita para a adoração da temperatura do ar de combustão.



cpa = calor especifico médio da água liquida entre Ta e Tref (kJ/kgºC) (para cálculos práticos adotar cpa = 4,19 kJ/kgºC);

Ta = temperatura da água de alimentação da caldeira (ºC).

Para o cálculo da entalpia associada a este fluxo é necessário estimar a vazão de combustível, pois esta perda especifica será dada por:

Pns = Qns (19) mce

onde:

Qns = perda absoluta associada ao vapor consumido nos sopradores de fuligem (kJ/h);

Pns = entalpia associada ao vapor d'água na chaminé proveniente dos sopradores de fuligem (kJ/kgcombustivel);

mce = vazão mássica de combustível, base úmida (estimada)(kg/h).

• Entalpia associada à presença de CO (monóxido de ca rbono) nos gases de chaminé

Esta perda, na maioria dos casos, não é significativa, pois para temperaturas inferiores a l 000 ºC e com presença de ar em excesso, a reação CO + 1/2 = CO2 apresenta-se "deslocada para a direita". No entanto, uma forma de avaliar esta perda é:

PCO = XCO . c'. 23 680 (kJ/kg) (20) XCO2 + XCO

onde:

XCO4 = fração volumétrica de CO (teor de CO) nos gases de chaminé (base seca) (%/100);

XCO25 = fração volumétrica de CO2 (teor de CO2) nos gases de chaminé (base seca) (%/100);

c' = fração mássica de carbono efetivamente queimada na combustão (kg/kgcombustível).

• Entalpia associada ao material particulado na chami né

Na queima de combustíveis saídos, esta perda envolve a medição de material particulado nos gases de chaminé, o que torna sua quantificação complexa. De forma simplificada, esta perda pode ser estimada da seguinte forma:

ppt = Mpc . PCSp + Mp . cpcb . (Tch-Tref) (21)

onde.

Mpc = parcela combustível da massa de material particulado presente na chaminé (kg/kgcombustível úmido);

PCSp = poder calorifico do material particulado (simplificadamente adotar Poder Calorifico Superior do carbono: 32 780 kJ/kg);

Mp = massa de particulado por unidade de massa de combustível (kgparticulado/kgcombustível

úmido);

cpcb = calor especifico médio do carbono (adotar cpcb = 1,256 kJ/kgºC);

Tch = temperatura dos gases na chaminé (ºC);

4 -5 Estas frações volumétricas são determinadas pela análise dos gases.




A parcela Mpc é dada por:

Mpc = Mp . PF (22)

e

Mp = Vgs . tp (23)

Vgs = 0,51 . mCO2 + 0,35 . mSO2 + 0,7 . mSO2 + mO2 + 0,8 . mN2 (24)

onde:

Vgs = volume de gases secos presentes na chaminé por unidade de massa de combustível (m3n/kgcombustivel úmido);

mCO2' mSO2'

mO2' mN2 = massa correspondente de gás presente na chaminé (kg/kgcombustível

úmido);

tp = teor de particulados na chaminé, determinado em ensaio (kgparticulado/m3n gás);

PF = perda ao fogo do material particulado coletado na chaminé (kgcombustivel/kgparticulado).

Pode-se então reescrever a Equação 21 como6:

ppt = (0,51 . mCO2 + 0,35 . mSO2 + 0,7 . mO2 + 0,8mN2).

tp. [PF.32 780+1,256.(Tch-Tref)] (25)

Perdas por purgas

A perda absoluta é dada por:

Qp = mp . cpa . (Tλ - Ta) (26)

onde:

Qp = vazão média de água purgada da caldeira (purgas contínuas fictícia de água purgada durante o ensaio para purgas descontinuas (kg/h);

cpa = calor especifico da água líquida (adotar cpa = 4,19 kJ/kgºC como valor prático) (kJ/kgºC);

Tλ7 = temperatura de saturação da água na pressão da caldeira (ºC);

Ta = temperatura da água de alimentação da caldeira (ºC).

Neste caso também é necessário uma estimativa da vazão mássica de combustível para o cálculo da perda especifica, que é dada por:

pp = Qp (27) mce

onde.

6 Cabe ressaltar que toda esta formulação não é precisa, uma vez que nos próprios cálculos de combustão o correto seria considerar que existe uma parcela de carbono, enxofre, hidrogênio do combustível que não participa das reações como considerado no caso de existir material queimado junto com as cinzas. 7 Caso exista um trocador de calor para recuperar as purgas, a temperatura Tλ é igual à temperatura de

saturação da água na pressão da caldeira se o volume de controle adotado não incluir este trocador.



Qp = perda absoluta associada às purgas (kJ/h);

mce = vazão mássica de combustível, (base úmida) estimada (kg/h);

Pp = perda especifica associada às purgas (kJ/kgcombusttvel úmido).

Perdas no cinzeiro

Esta perda pode ser dividida em duas parcelas, quais sejam:

• Entalpia associada exclusivamente à presença de com bustível no material retirado

O procedimento correto para a determinação desta perda exige, assim como no caso das perdas por particulados na chaminé, a análise elementar e o poder calorifico da mistura combustível residual mais a cinza propriamente dita, Podendo ser calculada como:

Pmr = mr . PCSmr (28)

onde:

Pmr = Perda especifica associada ao conteúdo energético do material retirado do cinzeiro (cinzas e combustível não convertido) por unidade de massa de combustível (kJ/kg);

mr = massa de material retirado por unidade de massa de combustível (kg/kgcombustivel úmido);

PCSmr = poder calorifico superior do material retirado (kJ/kg).

Na prática, a análise feita do material retirado do cinzeiro é apenas do teor de carbono não queimado, e a simplificação adotada neste cálculo é:

Pmr = mc . 32 780 (29)

e

mc = [z .(1 -a)/z1 ] . C1 (30)

onde:

mc = massa de carbono não queimado por unidade de massa combustível (kg/kgcombustivel

úmido);

z = fração mássica de cinza no combustível (kg/kgcombustível);

z1 = fração mássica de cinza no material do (kg/kgcombustivel);

a = umidade do combustível (kg/kgcombustível úmido);

c1 = teor de carbono no material retirado, base seca (kgcarbono/kgmaterial retirado).

• Entalpia associada ao material retirado ("calor sen sível")

Na queima de combustíveis sólidos, o fluxo através da superfície de controle de cinzas e escórias a alta temperatura implica em perdas que a rigor podem ser calculadas para cada caso em particular. pela seguinte equação:

ptc = mr . cpmr . (Tmr - Tref) (31)

onde:

Ptc = perda específica associada ao calor sensível das cinzas (kJ/kgcombustivel úmido);

mr = massa de material que deixa o volume de controle (combustível não convertido e cinzas) por unidade de massa de combustível (kg/kgcombustivel úmido);



cpmr = calor especifico médio do material retirado entre a temperatura de saída (Tmr) e a temperatura de referência (Tref) (kJ/kgºC);

Tmr = temperatura de saída do material retirado (ºC);


Como primeira aproximação, quando não são disponíveis dados mais precisos, esta perda pode ser estimada pela expressão:

ptc = m r . 1 170 (kJ/kg) (32)

e o valor 1 170 é um valor médio prático aproximado da entalpia especifica das cinzas. Conforme visto anteriormente, este valor depende da temperatura na qual são tiradas as cinzas e da própria composição das mesmas, fatores cuja influência poderá ser considerada em cálculos mais rigorosos.

Perdas por radiação e convecção

O cálculo das perdas superficiais por radiação e convecção de caldeiras exige para cada caso uma série de medições e roteiros de cálculos com formulações complexas demais para serem expostas neste Manual.

Neste sentido, apresentar-se-á um método prático para determinação perdas8 baseado nos ábacos que constam de ASME1.

Para utilização deste método são necessárias as seguintes informações adicionais:

mvn = produção de vapor na condição nominal da caldeira (dado de placas) (kg/h);

Pvn = pressão do vapor na condição nominal da caldeira (dado de placas) (MPa);

Tan = temperatura da água de alimentação na condição nominal (ºC);

TS = temperatura superficial média da caldeira (ºC);

n = número de paredes d'água ou de ar da caldeira.

A seguir apresenta-se o procedimento para cálculo simplificado das perdas por radiação e convecção.

• Determinação da energia útil na condição de operaçã o

A energia útil de operação é dada por:

Euop = mve . (hv - ha) (33)

onde:

mve = vazão em massa de vapor gerado, operação do em vapor gerado, fornecido ao processo na condição de operação do ensaio (não inclui o vapor gerado utilizado nos sopradores de fuligem), valor estimado (kg/h);

hv = entalpia especifica na pressão e temperatura em que é gerado (kJ/kg);

ha = entalpia especifica da água de alimentação da caldeira (kJ/kg).

• Determinação da energia útil na condição nominal

8 As perdas determinadas por este método já são calculadas em relação à energia que é fornecida ou seja, são

perdas porcentuais e serão computadas no cálculo da eficiência de forma diferente das parcelas anteriormente apresentadas.



Esta parcela é dada por:

Eun = mvn . (hvn - han) (34)

onde:

mvn = vazão em massa de vapor fornecido ao processo na condição nominal (kg/h);

hvn = entalpia especifica do vapor na pressão e temperatura nominais (kJ/kg);

han = entalpia da água de alimentarão da caldeira nas condições nominais (kJ/kg).

Com os valores calculados pelas equações, pode-se obter a perda percentual em relação à energia fornecida.

6. TORRES DE RESFRIAMENTO

6.1 FUNÇÃO

Na grande maioria dos processos industriais há a necessidade de resfriamento de equipamentos e maquinaria em geral que geram uma certa quantidade de calor durante sua operação. O fluido geralmente utilizado para dissipar esse calor gerado é a água, devido às suas características físicas (alto calor específico, baixa viscosidade, alta condutibilidade térmica, densidade alta), além da facilidade de obtenção e a sua atoxidade. Após sua utilização pode-se eliminar a água do sistema, ou então, resfriá-la e reaproveitá-la no sistema de resfriamento. Há tempos atrás era usual optar-se pela primeira alternativa, porém com a dificuldade crescente em obter-se água a custos reduzidos, e com maiores rigores nas leis que regem a poluição de mananciais, chegou-se à conclusão de que o uso de circuitos semi-fechados de resfriamento seria a melhor solução. Desta forma, dentre os vários processos de resfriamento de água existente, surgiu a TORRE DE RESFRIAMENTO. A Torre de Resfriamento é um equipamento que se utiliza de processos de evaporação e transferência de calor para resfriar água.

6.2 TIPOS

Sabemos que entre duas massas idênticas de água quente expostas ao ambiente, resfria-se em menor tempo aquela que tiver maior superfície de contato com o ar. Por esse motivo um dos pontos mais importantes de uma Torre de Resfriamento é a subdivisão da água em gotícula, a fim de que se aumentem ao máximo as superfícies de água expostas ao ar. Isto é conseguido através de: Aspersão de água: bicos especiais que promovem a es persão da água em gotículas.



Filme de água sobre uma superfície: obstáculos na q ueda da água, criando um filme.

CLASSIFICAÇÃO DAS DIVERSAS FORMAS DE RESFRIAMENTO D E ÁGUA

TORRE DE RESFRIAMENTO

Resfriador indireto por meio de ar (AIR BLAST

WATER COOLER")

Tanques abertos com borrifamento

de água

Torre de resfriamento de água

("WATER COOLING TOWER")

Tiragem mecânica de ar

forçada

Tiragem natural de ar

Tiragem mecânica de ar

induzida

Torres de resfriamento por borrifamento de

água com tiragem natural

Torre de resfriamento de

água hiperbólica

Fluxo de água e ar em contra

corrente

Fluxo de água e ar em corrente cruzada



Efeito de respingo sobre uma superfície: maiores subdivisões, devido ao respingo.

O ar necessário para garantir a troca de calor pode provir da convecção por diferenças de temperatura (e consequentemente diferenças de densidade) ou por movimentação mecânica, com auxílio de ventiladores ou exaustores.

6.3 CLASIFICAÇÃO

TANQUES ABERTOS COM BORRIFAMENTO (SPRAY PONDS)

Tanque aberto com borrifamento

REFRIADOR INDIRETO POR MEIO DE AR (AIR BLAST WATER COOLER)

Pelo fato do limite teórico de resfriamento ser a temperatura de bulbo seco, estes resfriadores não conseguem resfriar a água a temperaturas muito baixas. Seus custos de investimento e operacional são relativamente altos. Um dos resfriadores deste tipo mais conhecidos são os radiadores dos automóveis. Resfriador indireto por meio de ar



TORRE DE RESFRIAMENTO

Torre de Resfriamento por borrifamento com ventilaç ão

É composta basicamente por uma canalização provida de bicos pulverizadores e um invólucro dotado de venezianas que orientam e auxiliam a passagem do ar. O movimento do ar depende das condições atmosféricas (vento) e do efeito de aspiração dos bicos borrifadores.

Torre de Resfriamento Hiperpólica

Composta basicamente por um sistema de aspersão de água, associada ou não a uma superfície de troca de calor e uma estrutura geralmente hiperbólica que facilita a saída do ar, pelo "efeito chaminé". O ar quente tem sua densidade diminuída e tende a subir, criando uma zona de baixa pressão na parte inferior da Torre que induz a entrada de nova massa de ar frio.



Torre de tiragem mecânica

Nestas torres aumenta-se a vazão de ar com o auxílio de um ventilador. Quando o ventilador está instalado na entrada de ar da torre, esta denomina-se Torre de Tiragem Forçada.

Quando o ventilador é instalado na saída do ar, a torre é chamada de Torre de Tiragem Induzida. Podemos afirmar que o tipo mais utilizado nos diversos processos industriais existentes é o de Tiragem Mecânica.

Dentro dessa categoria há ainda duas concepções de projetos. A) TORRE DE CONTRA CORRENTE ("COUNTER-FLOW") – a água que cai através do enchimento o faz verticalmente, enquanto o ar usado para o resfriamento caminha no sentido oposto.



Torre de Resfriamento de Água de Tiragem Mecânica d o Tipo Contra Corrente

B) TORRE EM CORRENTE CRUZADA ("CROSS-FLOW") – a água que cai através do enchimento o faz verticalmente, enquanto o ar usado para o resfriamento caminha na horizontal. Torre de Resfriamento de Água de Tiragem Mecânica d o Tipo Corrente Cruzada

6.4 COMPONENTES PRINCIPAIS

O projeto de Torre de Resfriamento de Água exige o conhecimento de vários princípios básicos de engenharia. Requer inclusive a aplicação prática destes princípios, utilizando os melhores materiais e técnicas existentes, a fim de obter os resultados desejados. Para isto, os componentes básicos consistindo de estrutura, enchimento, sistema de distribuição de água, venezianas, eliminadores de gotas, fechamento, plataformas e cilindro (ou difusor) do ventilador, precisam ser projetados para formarem uma unidade integral. O material estrutural, aplicado com as respectivas conexões, deve ser capaz de resistir à severas condições de operação. Na maioria dos casos, os componentes acima mencionados são pré-fabricados para simplificar os serviços de montagem.



Secção Transversal de uma Torre de Resfriamento Tip o Corrente Cruzada de FLUXO DUPLO

ESTRUTURA

A estrutura da Torre de Resfriamento de Água deve ser capaz de suportar somente o peso dos componentes básicos, como equipamento mecânico, enchimento, venezianas e fechamento, como também o peso de água de circulação, cargas de vento e eventualmente cargas sísmicas. Além destas características, deverá ser projetada para longa vida útil em uma atmosfera operacional bastante severa. A configuração da torre deverá atender as necessidades do fluxo de água e de ar. É particularmente importante restringir-se ao máximo os obstáculos à corrente de ar. O projeto também deverá ser compatível com a fabricação de peças pre-fabricadas, permitindo uma montagem simples e de baixo custo. ENCHIMENTO

A função do enchimento de uma torre de resfriamento de água é acelerar a dissipação de calor na torre, aumentando o tempo de contato entre a água e o ar. Esta função se realiza devido ao aumento da área molhada à exposição contínua da superfície da água ao ar e à formação de gotas e filmes na torre. O enchimento de uma torre deve ser de baixo custo e de fácil instalação, devendo ainda promover uma quantidade adequada de transferência de calor, apresentar baixa resistência ao fluxo do ar e manter uma distribuição uniforme da água e do ar durante a sua operação. Os enchimentos de torre são classificados em dois tipos a saber: o tipo "respingo" e o tipo "filme". O enchimento do tipo respingo é usado quase que exclusivamente em torre industrial. O enchimento do tipo filme é mais indicada para as unidades compactas ou pequenas torres comerciais.



ENCHIMENTO TIPO "RESPINGO"

O enchimento tipo respingo consiste de vários diferentes arranjos, dependendo do projeto da torre e do fabricante. No entanto, a sua finalidade em qualquer instalação é misturar a água com o ar. Isto se consegue respingando-se a água de um nível mais alto para o próximo mais baixo, com o ar movendo-se na direção horizontal (corrente cruzada), ou vertical (contracorrente). A máxima exposição da superfície da água ao fluxo de ar é, portanto, obtida pela repetição da interrupção da queda da água, respingando-se em pequenas gotículas e espalhando-se sobre tábuas de respingo individuais. É muito importante que o enchimento do tipo "respingo" seja suportado adequadamente, pois as tábuas de respingo devem estar na posição horizontal, caso contrário a água e o ar serão canalizados através do enchimento da torre e sua capacidade diminuirá sensivelmente. Isto ocorre com mais freqüência em enchimento muito denso ou de pequeno espaçamento entre as tábuas de respingo. É igualmente importante que as torres estejam bem niveladas, caso contrário, a água tenderá a escorrer para o lado mais baixo das tábuas de respingo, o que também ocasionará a canalização da água e do ar, diminuindo a capacidade da torre. Existem vários tipos de suporte para enchimentos tipo "respingo", desde grades de aço galvanizado, grades de poliester reforçados com fibra de vidro, até grades executadas em aço inoxidável, existindo inclusive simples suportes pregados com grande espaçamento. Os primeiros, asseguram o nivelamento das tábuas de respingos durante toda a duração da torre, enquanto que o emprego do último tipo, geralmente ocasiona a canalização, e consequentemente perda de eficiência. A madeira é o material mais empregado em enchimento do tipo "respingo", pois é o mais econômico e facilmente reposto. Outros materiais usados são: plásticos, cimento amianto, aço galvanizado, alumínio, aço inoxidável e cerâmica. No entanto, devido ao alto custo, estes materiais tem o uso limitado à aplicações especiais.

ENCHIMENTO TIPO "FILME"

Este tipo de enchimento está sendo usado à medida que novos materiais e novas configurações são desenvolvidas, permanecendo, no entanto, mais custoso que o enchimento tipo "respingo". A eficiência deste tipo de enchimento depende de sua habilidade em espalhar a água em um fino filme, escorrendo sobre áreas grandes, ocasionando a máxima exposição da água corrente de ar. Como ele é mais sensível à irregularidade do fluxo de ar e da distribuição de água, do que o tipo "respingo", o projeto da torre deve assegurar um fluxo uniforme, tanto do ar como da água em todo o volume de enchimento da torre. Este tipo de enchimento também precisa ser adequadamente suportado e espaçado uniformemente.

CILINDRO DO VENTILADOR – DIFUSOR

A função básica do cilindro do ventilador é formar um fechamento em volta deste, o que efetivamente melhorará sua performance. O cilindro também age como proteção do ventilador, servindo inclusive para conduzir o ar de descarga para longe da torre. O cilindro deve ser construído em material apropriado para resfriar à atmosfera corrosiva onde está instalado, devendo ser suficientemente robusto para resistir às vibrações induzidas pela pulsação do fluxo de ar.



A performance do ventilador é muito sensível às condições do fluxo de ar entrante e do espaço livre entre o diâmetro externo das pás e o interno cilindro. É função do satisfazer a estas duas exigências. O quanto mais suave for a entrada do fluxo de ar no ventilador, tanto maior será sua eficiência. Um fluxo de ar é conseguido através de uma configuração adequada do cilindro do ventilador. Teoricamente é necessário uma configuração na entrada do cilindro, no entanto, na prática verificou-se que uma forma elíptica representa uma solução bastante satisfatória. Deverá ser evitado a localização de obstruções estruturais perto da entrada do cilindro de ventilador, o que melhorará a performance do mesmo. O espaço livre entre o externo das pás do ventilador e o interno do cilindro é extremamente importante, pois quanto menor este espaço, tanto maior será a eficiência, e tanto mais baixo será o nível de ruído. A maioria dos cilindros estão sendo construídos em plástico reforçado, mas existem alternativas como madeira, concreto e aço. VENEZIANAS

As venezianas de entrada do ar são projetadas para evitar perda de água através das superfícies de entrada do ar e para uma eficiente admissão deste ar na torre. O ar deve ser uniformemente distribuído com uma perda mínima de pressão. Para prevenir perda de água, as venezianas devem ser projetadas com inclinação, largura e espaçamento apropriado. As venezianas podem também ser projetadas especificamente para eliminar os problemas de congelamento no inverno. O projeto da veneziana varia com o tipo de torre e de fabricante, mas em todos os casos deve ser suficientemente resistente à atmosfera corrosiva em que são instaladas e, em alguns casos, suficientemente fortes para suportar as cargas de gelo. A distribuição da água e sua retenção são diretamente relacionadas com a inclinação, a largura e o espaçamento das venezianas. Geralmente quanto mais livre a água, tanto maior será a eficiência da entrada do ar. A capacidade de retenção de água é maior quando a inclinação e os espaçamento das venezianas são mínimos. Como as características das venezianas afetam a distribuição da água, e sua retenção, de maneira oposta, faz-se em geral, um compromisso no projeto para se conseguir uma eficiência total máxima. Um projeto de veneziana, especialmente eficiente para operações no inverno e particularmente adaptável às torres tipo corrente cruzada, prevê um suporte para as venezianas inclinadas como parte integral do projeto da torre. Como parte das venezianas ficaria localizada em baixo do enchimento, com os ventiladores em operação, água em queda produziria um efeito de lavagem nas venezianas e a aliviaria do gelo formado. Com os ventiladores fora de operação, as venezianas são lavadas com água quente, a qual evita a formação e o acúmulo de gelo, na maioria dos casos. Torres tipos contra corrente não se prestam para este tipo particular de controle de formação de gelo por intermédio das venezianas.

Os materiais mais usados para construção de venezianas são: madeira, cimento amianto e plástico reforçado com fibra de vidro. Em torres de aço usa-se venezianas fabricadas em aço galvanizado. Telas de proteção para as venezianas são raramente fornecidas como acessório standartizado, mas devem ser previstas em torres localizadas em ambiente muito sujos, onde grande pedaços de papel e material similar podem ser aspirados para o interior da torre.

FECHAMENTO

A principal função da torre é manter a água dentro dos limites da unidade e evitar o ar de passar por outros caminhos que os previstos. O fechamento contribui inclusive, enormemente,



para a aparência da torre. Em geral, o fechamento não é considerado no projeto. Com função estrutural em torres industriais. Ao contrário, em torres compactas, geralmente o fechamento faz parte do projeto estrutural. Como material de fechamento, usa-se geralmente, chapas onduladas de cimento amianto. Suas qualidades, como resistência mecânica, resistência à corrosão, aparência, baixo custo e incombustibilidade, torna-a particularmente interessante para esta aplicação, sendo quase que universalmente usada em torres industriais.

ELIMINADOR DE GOTAS

A função do eliminador de gotas é reter a água carregada pelo ar aspirado pelo ventilador. O funcionamento dos eliminadores baseia-se em uma mudança da direção do fluxo de ar. A força centrífuga resultante, separa as gotículas de água do ar, depositando-as na superfície do eliminador. Esta água acumulada escorre de volta à bacia de coleta de água fria. Uma função secundária do eliminador é a uniformização do fluxo de ar através do enchimento da torre. A resistência que o eliminador produz à passagem do ar, ocasiona uma pressão uniforme no espaço entre o eliminador e o ventilador. Esta uniformização da pressão produz um fluxo de ar igualmente uniforme através do enchimento da torre. Usualmente, perdas por arraste é mais um incômodo do que um sério problema operacional. Esta perda, na realidade, diminui a sangria necessária pela mesma quantidade, que raramente excede a 0,2% da totalidade da água em circulação em torres de resfriamento de água de tiragem induzida. Em gotículas de água arrastadas, em raras condições, causaram sérios problemas em sistema de distribuição de eletricidade, tendo sido inclusive responsável por falhas de equipamento. Deve ser evitado, na medida do possível, a localização de torres adjacentes, e particularmente, na direção do vento, às linhas de força e subestações.

6.5 CONCEITOS

• É essencial termos em mente as limitações de uma torre. • A mínima temperatura de água resfriada que podemos conseguir com o equipamento é

função direta das condições climáticas/ambiente. A mais importante variável é a temperatura do bulbo úmido, pois esta influi diretamente no tamanho da torre a ser selecionada.

• A temperatura do bulbo úmido nos dá a grosso modo, uma idéia de quanto calor o ar pode retirar de uma certa massa de água a ele exposta.

• Imaginemos um termômetro convencional de mercúrio com seu bulbo envolto por algodão embebido em água. Se fizermos o ar passar através desse bulbo, notaremos um abaixamento da temperatura marcada, pois há uma perda de energia no bulbo, equivalente ao calor latente de evaporação de uma parcela da água que envolve o bulbo de termômetro.

• Se a umidade relativa ambiente é de 100%, a temperatura do bulbo úmido é igual à temperatura do bulbo seco (ambiente), pois neste caso não há evaporação de água.

• Para unidades relativas mais baixas temos consequentemente bulbos úmidos mais baixos. Por esse motivo é que conseguimos águas resfriadas abaixo das temperaturas ambientes.

• O limite teórico de temperatura de água fria é a temperatura do bulbo úmido, porém na prática, recomenda-se uma folga de 3ºC, ou seja, se uma determinada região à temperatura de bulbo úmido é de 23ºC, a mínima temperatura de água fria deverá situar-se em torno de 26ºC.

TEMPERATURA DE BULBO ÚMIDO

A temperatura de bulbo úmido afeta diretamente o tamanho da torre a ser selecionada. Esta deve ser escolhida de acordo com sua incidência na localidade da instalação durante os meses de verão. Observações de inúmeras torres em funcionamento tem revelado satisfatório o desempenho na maioria das aplicações em torres selecionadas com temperaturas de



projeto de bulbo úmido, tais que somente são ultrapassadas durante 5% das horas dos quatro meses mais quentes do ano. Estas horas em que o bulbo úmido é ultrapassado, não necessariamente são consecutivas, e poderão ocorrer em vários períodos de curta duração. O efeito prejudicial dos picos de altas temperaturas de bulbo úmido pode ser amortecido por um maior montante de água no sistema. Na figura abaixo vê-se uma curva típica de variação diária de temperatura de bulbo úmido.

Na próxima figura vê-se uma curva típica de variação anual de temperatura de bulbo úmido.

Para fixar bem a relação entre o tamanho da torre e sua temperatura de bulbo úmido, devemos definir o conceito de "approach", ou seja, a aproximação da temperatura de água fria até a temperatura de bulbo úmido.

APPROACH (ºC)

Quanto menor o "approach" (temperatura de água fria menos temperatura de bulbo úmido), maior será o tamanho do equipamento.



6.6 PROJETO

O método de cálculo de Merkel é bastante utilizado, já que considera a transferência de massa e de energia na gota de água dentro da torre.

Desprezando a evaporação, pode-se escrever a equação do balanço de calor como: Calor cedido pela água = Calor recebido pelo ar L x CpL x (t1 – t2) = G x (h2 – h1) Onde, L = vazão de água [kg/h] CpL = calor específico da água [kcal/(kg.ºC)] t1 = temperatura da água entrando na torre [ºC] t2 = temperatura da água saindo da torre [ºC] G = vazão de ar [kg/h] h2 = entalpia do ar saindo da torre [kcal/kg] h1 = entalpia do ar entrando na torre [kcal/kg] Considerando o CpL = 1 kcal/(kg.ºC), normalmente na torre: temperatura da água >

temperatura do filme > temperatura do ar. O calor trocado entre a água e o filme é: dQL = L x dt = KL x a x dV (t – T´) Onde, KL = coeficiente de condutividade de calor do filme (água/filme) [kcal/kg] a = superfície molhada por unidade de volume [m2/m3] t = temperatura da água [ºC] T´= temperatura do filme saturado [ºC] Uma quantidade deste calor é transferido como calor sensível para a corrente de ar:

Ar

Filme

Água



7. REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA

CHILTON, and PERRY. Manual de Engenharia Química. Rio de Janeiro: Guanabara Dois. 1980, 5e. FAUST, Alan S., WENZEL, Leonard et alii. Princípios das Operações Unitárias. Rio de

Janeiro: Guanabara, 1982. 2e. GOMIDE, Reynold. Estequiometria Industrial. Edição do Autor.1979. INCROPERA, Franck O., DEWITT, David P.. Fundamentos de Transferência de Calor e

Massa. Rio de Janeiro: Guanabara, 1992. 3e. KERN, Donald Q.. Processos de Transmissão de Calor. Rio de Janeiro: Guanabara Dois, 1980. 1e. SMITH, J.M., NESS, H.C. Van. Introdução à Termodinâmica da Engenharia Química. Rio de

Janeiro: Guanabara Dois, 1980. 3e.

apostila opu3 - fornos, caldeiras e torres de resfriamento

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