efeito da concentração de vapor de Água no oxidante no
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Efeito da Concentração de Vapor de Água no Oxidante no Desempenho de uma Câmara Operando no Regime
de Combustão sem Chama Visível
Bruno Alves Bernardes
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientador: Professor Doutor Mário Manuel Gonçalves da Costa
Júri
Presidente: Professor Doutor João Rogério Caldas Pinto
Orientador: Professor Doutor Mário Manuel Gonçalves da Costa
Vogal: Professor Doutor Edgar Caetano Fernandes
Maio de 2014
i
ii
Agradecimentos
Primeiramente gostaria de agradecer ao Professor Doutor Mário Costa por todo o apoio e
orientação. Agradeço também pelo exemplo que tem sido durante todo o período de realização
da minha tese de Mestrado.
Agradeço ao Manuel Pratas por todo o auxilio nas montagens e operações da instalação
experimental.
Agradeço aos meus colegas de laboratório, nomeadamente ao Tiago Carvalho, Francisco
Costa, João Pina e António Silva que muito me auxiliaram no meu trabalho, quer em alturas em
que providenciaram o ambiente adequado para a minha aprendizagem, quer em alturas em
que me ajudaram em dúvidas que tive.
Agradeço também à minha família e a Liliana Freitas pelo imensurável apoio que têm dado
durante todo o período de realização deste trabalho.
iii
iv
Resumo
Esta tese examina o efeito da concentração de vapor de água no oxidante no desempenho de
uma câmara operando no regime de combustão sem chama visível. A câmara de combustão
apresenta baixas emissões de NOx, tendo sido desenvolvida para aplicação a turbinas a gás.
No presente trabalho foram medidas as emissões dos principais poluentes gasosos, com o
auxílio de analisadores de gases, para várias condições de operação da câmara de
combustão. Os resultados revelaram que, para baixos valores do coeficiente de excesso de ar,
quanto maior for a concentração de vapor de água no oxidante maior são as emissões de CO.
Para valores elevados do coeficiente de excesso de ar o efeito da presença do vapor de água
no oxidante deixa, todavia, de ser importante. Para todas as condições estudadas as emissões
de NOx foram sempre inferiores a 10 ppm@15% O2 e eficiências da combustão superiores a
99,8%. Globalmente observou-se que quanto maior é a concentração de vapor de água no
oxidante menores são as emissões de NOx.
Palavras-chave
Turbinas a gás; combustão sem chama visível; poluentes gasosos
v
vi
Abstract
This thesis examines the effect of the water vapor concentration present in the oxidizing on the
performance of a combustor operating under flameless conditions. The combustion chamber
presents low NOx emissions and was developed for gas turbine applications. In the present
study, the major gaseous pollutant emissions were measured using gas analyzers for various
operating conditions of the combustor. The results showed that for low values of the excess air
coefficient the greater the water vapor concentration in the oxidant the greater the CO
emissions. For high values of the excess air coefficient the effect of the presence of water vapor
in the oxidant become negligible. For all conditions studied, NOx emissions were always below
10 ppm@15% O2 and combustion efficiencies greater than 99.8%. Overall, it was observed that
the greater the concentration of water vapor in the oxidant the lower the NOx emissions.
Keywords
Gas turbines; flameless oxidation; pollutant emissions
vii
viii
Índice de Conteúdos
Agradecimentos ................................................................................................... ii
Resumo .............................................................................................................. iv
Abstract ............................................................................................................... vi
Lista de Figuras ................................................................................................... x
Lista de Tabelas ............................................................................................... xiii
Nomenclatura ................................................................................................... xiv
1. Introdução .................................................................................................... 1
1.1. Motivação e Objetivos .......................................................................................... 1
1.2. Organização da Tese ........................................................................................... 2
2. Revisão Bibliográfica .................................................................................... 3
2.1. Poluentes ............................................................................................................. 3
2.1.1. Mecanismos de Formação de CO e Hidrocarbonetos ................................ 3
2.1.2. Mecanismos de Formação de NO .............................................................. 5
2.2. Combustão sem Chama Visível ......................................................................... 11
2.2.1. Contexto Histórico..................................................................................... 11
2.2.2. Fundamentos do Regime de Combustão Sem Chama Visível ................. 12
3. Instalação e Técnicas Experimentais......................................................... 28
3.1. Instalação experimental ...................................................................................... 28
3.2. Câmara de Combustão ...................................................................................... 34
3.3. Operação e Procedimento Experimental ............................................................ 36
3.4. Técnicas Experimentais ..................................................................................... 37
3.4.1. Concentrações das Espécies Químicas ................................................... 37
3.4.2. Temperatura ............................................................................................. 39
3.4.3. Incerteza dos resultados ........................................................................... 39
4. Apresentação e Discussão dos Resultados .............................................. 41
4.1. Princípios de Funcionamento da Câmara de Combustão .................................. 41
4.2. Condições Experimentais ................................................................................... 42
4.3. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de CO ............. 43
4.4. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de NOx ........... 45
4.5. Eficiência da Combustão .................................................................................... 47
5. Fecho ......................................................................................................... 48
5.1. Conclusões ......................................................................................................... 48
5.2. Sugestões para Trabalhos Futuros .................................................................... 48
6. Referências ................................................................................................ 49
7. Anexos ....................................................................................................... 53
7.1. Reação de Combustão de um Hidrocarboneto do Tipo CxHy ............................. 53
7.2. Cálculo dos Caudais Utilizados nos Testes ....................................................... 53
ix
7.3. Cálculo da Eficiência da Combustão .................................................................. 54
7.4. Imagens do Regime de Combustão para Diferentes Condições ........................ 54
x
Lista de Figuras
Figura 1.1 – BWB (NASA) ............................................................................................................ 1
Figura 1.2 – Esquema dos queimadores do BWB. ...................................................................... 2
Figura 2.1 – Toxicidade do CO no corpo humano. (Engineeringtoolbox) .................................... 3
Figura 2.2 – Sequência de reações de oxidação do metano (Law, 2006). .................................. 5
Figura 2.3 – Nevoeiro fotoquímico em Nova Iorque visto do World Trade Center em 1988. ....... 6
Figura 2.4 – Eficiência de sistemas de combustão em função da temperatura de pré-
aquecimento do ar de combustão (Wünning, 2003). ......................................................... 11
Figura 2.5 – Chama convencional (esquerda) e combustão sem chama visível (Wünning,
2003). ................................................................................... Error! Bookmark not defined.
Figura 2.6 – Esquema representativo de um sistema a operar em FLOX (Delacroix). .............. 13
Figura 2.7 – Representação da variação da temperatura do processo de combustão com
recirculação de calor (Choi & Katsuki, 2001). .................................................................... 14
Figura 2.8 – Limites de flamabilidade da mistura em função do poder calorífico do combustível,
Qf, temperatura inicial da mistura, Ti, e razão de equivalência da mistura, φ (Choi &
Katsuki, 2001). ................................................................................................................... 14
Figura 2.9 – Representação dos regimes de combustão em função do grau de diluição e da
temperatura do ar de combustão (Delacroix). .................................................................... 15
Figura 2.10 – Representação dos regimes de combustão (Rao et al., 2010). ........................... 15
Figura 2.11 – Limites de autoignição e limites de extinção de chama para gás natural com ar
pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2 (Choi & Katsuki, 2001). ................................. 16
Figura 2.12 – Campo de temperaturas em FLOX e em chama visível (Wünning, 2003). .......... 16
Figura 2. 13 – Comparação entre imagens de temperatura e OH-LIPF obtidas simultaneamente
sobre os regimes de pré-mistura e sem chama visível (Plessing et al.,1998). .................. 17
Figura 2.14 – Aparência do modo de combustão ao longo da câmara de combustão para
diferentes λ. a) λ = 1,1; b) λ = 1,3; c) λ = 1,5; d) λ = 1,7; e) λ = 1,9 e f) λ = 2,1 (Veríssimo,
2011). ................................................................................................................................. 18
Figura 2.15 – Imagens de quimiluminescência do radical hidroxila (OH*) em função da carga
térmica de combustível. a) 7 kW, b) 8 kW, c) 9 kW, d) 10 kW, e) 11 kW, f) 12 kW e g) 13
kW (Veríssimo et al., 2013). ............................................................................................... 19
Figura 2.16 – Imagens do processo de combustão para diferente condições (Arghode et al.,
2012). ................................................................................................................................. 21
Figura 2.17 – Temperatura experimental no plano central do queimador (ºC): (a) 21% O2, (b)
25% O2, (c) 30% O2, (d) 35% O2, (e) 21% O2 chama convencional (Sánchez et al., 2013).
........................................................................................................................................... 22
Figura 2.18 – Vetores de velocidades coloridos por magnitude (m/s). Imagem da esquerda
representa a configuração “N” e a imagem da direita a configuração “AT” (Ahmed et al.,
2014). ................................................................................................................................. 23
xi
Figura 2.19 – Interior da câmara de combustão para as configurações “N” (imagem da
esquerda) e “AT” (imagem da direita) (Ahmed et al., 2014). .............................................. 24
Figura 2.20 - Quimiluminescência do radical OH* para as configurações “N” e “AT” (Ahmed et
al., 2014). ........................................................................................................................... 24
Figura 2. 21 – Representação da temperatura e das concentrações de O2, CO, CO2, HC e NOx
no plano de simetria da câmara de combustão. φ = 0,28; Tair = 425 K. (Melo, 2010). ...... 25
Figura 2. 22 – Distribuição da temperatura ao longo do eixo da placa para as condições sem
adição, com adição de vapor de água e com adição de azoto. ......................................... 27
Figura 3.1 – Fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de
combustão e a câmara de combustão (lado direito). ......................................................... 28
Figura 3.2 – Instalação com todos os componentes montados. ................................................ 29
Figura 3.3 – Esquema da instalação experimental. ................................................................... 30
Figura 3.4 – Rotâmetros (esquerda) utilizados para medição dos caudais de ar e caudalímetros
(direita) para medição dos caudais de metano, azoto e água. .......................................... 31
Figura 3.5 – Sistema (CEM) utilizado para injetar vapor de água no oxidante. ......................... 32
Figura 3.6 – Quantidade de água introduzida em função da quantidade de azoto à temperatura
de 200 ºC. .......................................................................................................................... 33
Figura 3.7 – Pré-aquecedor de ar (à esquerda) e o seu painel de controlo (à direita). .............. 34
Figura 3.8 – Equipamentos utilizados no sistema de ignição. ................................................... 34
Figura 3.9 – Câmara de combustão em perspetiva. .................................................................. 35
Figura 3.10 – Geometria utilizada na câmara de combustão para a injeção do oxidante
primário. ............................................................................................................................. 35
Figura 3.11 – Esquema da câmara de combustão, com todas as dimensões relevantes. ........ 35
Figura 3.12 – Fotografia da chama inicial, sem ar secundário. .................................................. 36
Figura 3.13 – Aspeto da chama após a introdução do ar secundário. ....................................... 37
Figura 3.14 - Aspeto visual do regime sem chama visível. A imagem da esquerda indica o
momento que precede o estabelecimento do regime. ....................................................... 37
Figura 3. 15 – Esquema da sonda usada para a recolha de gases de exaustão. ..................... 38
Figura 4.1 – Representação da aerodinâmica interna da câmara de combustão. a) Secção
longitudinal da câmara de combustão anular, b) processo de funcionamento da presente
câmara de combustão tal como idealizado por Levy et al. (2004). .................................... 42
Figura 4.2 – Evolução das emissões de CO e NOx com o excesso de ar para diferentes
concentrações de H2O e oxigénio no oxidante. ................................................................. 46
Figura 4. 3 – Relação entre NOx e eficiência de combustão para os regimes de combustão sem
chama visível e ultra lean combustion. .............................................................................. 47
Figura 7.1 – Excesso de ar (λ) = 1,6 e %O2 = 14 ....................................................................... 54
Figura 7.2 – Excesso de ar (λ) = 1,8 e %O2 = 16 ....................................................................... 55
xii
Figura 7.3 – Excesso de ar (λ) = 1,8 e % O2 = 18 ...................................................................... 55
Figura 7.4 – Excesso de ar (λ) = 1,4 e % O2 = 14 ...................................................................... 56
xiii
Lista de Tabelas
Tabela 3.1 – Características dos medidores de caudal utilizados. ............................................ 31
Tabela 3. 2 – Característica dos analisadores utilizados. .......................................................... 38
Tabela 3. 3 – Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores. ................................ 39
Tabela 4.1 – Condições experimentais, eficiência da combustão calculada e as emissões de
poluentes medidas. * Emissões corrigidas para 15% de O2. ............................................. 43
xiv
Nomenclatura
Romanos
Ti Temperatura inicial
Tox Temperatura no interior do pleno
Tg Temperatura dos gases de escape
Qf Poder calorífico do combustível
Tair Temperatura de pré-aquecimento do ar
Tadiab Temperatura adiabática de chama
Kv Taxa de recirculação
Z Caudal de água
X Proporção de oxigénio no oxidante
Y Proporção de azoto no oxidante
K Proporção de vapor de água no oxidante
������ Caudal molar de combustível
�� ���� Caudal mássico de combustível
���� Massa molar de combustível
ℎ Constante de Planck
� Frequência do fotão
Gregos
λ Coeficiente de excesso de ar
φ Razão de equivalência
� Eficiência da combustão
Caudal de ar
� Caudal de azoto
Abreviaturas
VOC Volatile Organic Compounds
FLOX Flameless Oxidation
CEM Controlled Evaporation and Mixing
OH-LIPF OH Laser-Induced Predissociative Fluorescence
PCI Poder Calorífico Inferior
AHEAD Advanced Hybrid Engine Aircraft Development
BWB Blended Wing Body
HiTAC High Temperature Air Combustion
xv
1
1. Introdução
1.1. Motivação e Objetivos
No atual cenário energético mundial, no qual a escassez dos recursos se junta aos problemas
ambientais oriundos da utilização de energia e extração de produtos naturais, observa-se uma
crescente preocupação com a busca de uma maior racionalidade no uso da energia, além da procura
de processos com menor impacto ambiental. Em todo o mundo, o setor energético vem sofrendo
profundas transformações motivadas não apenas por questões de ordem técnica e económica, mas
também por pressões da sociedade.
A Agência Internacional de Energia prevê um aumento no consumo mundial de energia nos próximos
trinta anos de 56% (Internatational Energy Outlook 2013). O consumo de gás natural para produzir
eletricidade deve aumentar cerca de 80% enquanto o seu consumo no setor industrial deverá
aumentar em cerca de 58%. Estes números revelam a necessidade de desenvolver tecnologias que
consigam rentabilizar o uso de fontes de energia. Por outro lado, o foco crescente dos vários actores
na preservação ambiental faz pressão para a diminuição dos poluentes emitidos em processos que
envolvam combustão.
O desenvolvimento da tecnologia de combustão sem chama visível é uma grande evolução no que
diz respeito à eficiência da combustão e poluentes, dado que este regime de combustão permite
conciliar o aumento da eficiência da combustão com a redução dos principais poluentes,
nomeadamene NOx.
A presente tese foi desenvolvida no âmbito do projeto Europeu AHEAD (Advanced Hybrid Engine
Aircraft Development) cujo principal objetivo é desenvolver uma aeronave BWB (Blanded Wing Body),
ver Figura 1.1, que opere em regime de combustão sem chama visível.
Figura 1.1 – BWB (NASA)
2
A aeronave a ser desenvolvida possui dois queimadores, ver Figura 1.2. O primeiro queimador
queima H2 com excesso de ar, enquanto o segundo queimador aproveita os produtos de combustão
do primeiro para queimar hidrocarbonetos.
No presente trabalho pretende-se caracterizar o processo de combustão no 2º queimador (Figura
1.2), nomeadamenre examinar as emissões de poluentes e a eficiência da combustão. Para isso, foi
projectado, construido e utilizado um sistema de alimentação para simular os produtos de combustão
do 1º queimador, o qual constitui o oxidante do 2º queimador.
A tecnologia de combustão sem chama visível é relativamente recente, sendo necessário melhorar o
conhecimento acerca dos seus fundamentos. O presente trabalho pretende também melhorar a
compreensão deste regime. Em particular, este estudo pretende avaliar o efeito da da presença de
vapor de água no oxidante no desempenho (eficiência da combustão e emissão de poluentes) de
uma câmara de combustão existente no Departamento de Engenharia Mecânica do Instituto Superior
Técnico. A presente câmara já foi alvo de estudos anteriores, nomeadamente Melo (2008) e
Quaresma (2010).
1.2. Organização da Tese
A tese está organizada em cinco capítulos, dos quais o presente constitui a introdução. O capítulo 2
apresenta uma revisão bibliográfica dos mecanismos de formação de poluentes (CO, NOx e
hidrocarbonetos) e estudos anteriores sobre o regime de combustão sem chama visível. O capítulo 3
descreve a instalação experimental, e sua operação e, ainda, a metodologia e as técnicas
experimentais utilizadas. No capítulo 4 são apresentados e discutidos os resultados experimentais, e,
finalmente, no capítulo 5 resumem-se as principais conclusões e apresentam-se algumas sugestões
para trabalhos futuros.
Figura 1.2 – Esquema dos queimadores do BWB.
3
2. Revisão Bibliográfica
Este capítulo está dividido em duas secções. A primeira seção aborda os principais mecanismos de
formação de poluentes, nomeadamente os mecanismos de formação de CO, hidrocarbonetos e NOx,
enquanto a segunda seção diz respeito ao regime de combustão sem chama visível.
2.1. Poluentes
2.1.1. Mecanismos de Formação de CO e Hidrocarbonetos
O monóxido de carbono (CO) é um gás inflamável, incolor, inodoro e tóxico. Os seus efeitos tóxicos
são decorrentes da sua ligação à hemoglobina, pela qual o CO tem uma afinidade 245 vezes maior
que o oxigénio. Entre o contato da hemoglobina e o CO há a formação da carboxi-hemoglobina, a
qual impede que o oxigénio se ligue à hemoglobina nos capilares pulmonares e também inibe a
libertação do oxigénio previamente ligado à hemoglobina. Ambos os fatores resultam em hipoxia
tecidual. Os sintomas de envenenamento por CO começam a surgir com 20% da hemoglobina
ocupada pelo CO, enquanto a morte ocorre entre 50% e 80% de ocupação da hemoglobina. A Figura
2.1 apresenta a concentração de CO e o tempo de exposição para diferentes riscos de exposição.
De uma forma geral todo hidrocarboneto tende a sofrer desidrogenação à medida que reage, formar
aldeídos e posteriormente CO. A Figura 2.2 mostra o mecanismo de oxidação do CO para a queima
de metano em ar Law (2006). O processo de oxidação do CO é relativamente lento, salvo se H2 e
Figura 2.1 – Toxicidade do CO no corpo humano. (Engineeringtoolbox)
4
H2O estiverem presentes, pois o CO reage mais rapidamente com OH do que com O e O2. Segundo
Law (2006), o processo de oxidação do CO pode ser modelado através do seguinte mecanismo:
CO + O� → CO� + O (2.1)
CO + OH → CO� + H (2.2)
O + H�O → OH + OH (2.3)
H + O� → O + OH (2.4)
OH + H� → H + H�O (2.5)
O + H� → OH + H (2.6)
CO + HO� → CO� + OH (2.7)
H� + O� → HO� + H (2.8)
O� + M → O + O + M (2.9)
A reação (2.1) é relativamente lenta, o que resulta em baixas taxas de formação de CO2. A presença
de H2 favorece a ocorrência das reações (2.5) e (2.6), a libertação de H alimenta a reação (2.4). A
formação de OH nas reações (2.4) e (2.6) favorece a oxidação do CO em CO2 na reação (2.2). A
presença de H2O também catalisa a oxidação do CO através da reação (2.9) seguida da reação (2.3).
Na queima de metano em oxidantes com teores em O2 relativamente baixos, a formação de CO
resulta não só do percurso principal de oxidação �CH� → CH�O → HCO → CO → CO��, mas também da
formação de hidrocarbonetos mais pesados e respetiva oxidação �CH� → C�H� → C�H� → C�H� →C�H� → C�H� → CO → CO��. Segundo Mardani et al. (2013), menores teores em O2 no oxidante
intensificam a importância da formação de CO através da oxidação dos hidrocarbonetos mais
pesados, sendo que nem sempre a diluição de O2 implica menores produções de CO e CO2.
5
2.1.2. Mecanismos de Formação de NO
Os óxidos de azoto (NOx), onde se incluem o dióxido de azoto (NO2) e o monóxido de azoto (NO),
têm origem em fontes antropogénicas, principalmente ao nível da combustão de combustíveis
fósseis, e em fontes naturais tais como descargas elétricas na atmosfera ou certas transformações
microbianas. Em processos de combustão o azoto reage com o oxigénio e produz monóxido de
azoto, que posteriormente é oxidado na atmosfera para NO2. Para as concentrações presentes na
atmosfera o NO não é considerado um poluente perigoso.
O NO2 é um gás tóxico, facilmente detetável pelo odor, muito corrosivo e um forte agente oxidante.
Pode provocar lesões nos brônquios e nos alvéolos pulmonares. Os óxidos de azoto podem também
provocar efeitos nocivos sobre a vegetação quando presentes em concentrações elevadas.
Os óxidos de azoto são ainda responsáveis pelo nevoeiro fotoquímico (smog, na literatura inglesa). O
nevoeiro fotoquímico, ilustrado na Figura 2.3, é uma névoa castanho-amarelada que aparece em
grandes centros urbanos em dias ensolarados. Os nevoeiros são vistos mais frequentemente no
verão, altura de maior intensidade luminosa. Os principais constituintes do nevoeiro fotoquímico são
os óxidos de azoto (NOx), o ozono (O3), os componentes orgânicos voláteis (volatile organic
compounds – VOC, na literatura inglesa), o SO2, aerossóis e partículas. O nevoeiro fotoquímico é
prejudicial à saúde humana, animal e vegetal. Ao nível do solo, em centros urbanos, o poluente
atmosférico característico do nevoeiro fotoquímico é o ozono.
Figura 2.2 – Sequência de reações de oxidação do metano (Law, 2006).
6
Em 1952, foram reportadas cerca de 4000 mortes e mais de 100000 pessoas doentes em Londres
em consequência dos efeitos do nevoeiro fotoquímico. Desde então têm-se realizado estudos para
melhor compreender o fenómeno. Um dos primeiros estudos nesta área foi feito por Haagen-Smit
(1952). O mecanismo do nevoeiro fotoquímico é descrito da seguinte forma (Glassman & Yetter,
2008):
NO� + ℎ� �3000 ! 1/� ! 4200 & → NO + O ��P� (2.10)
O + O� + M → O� + M (2.11)
O� + NO → O� + NO� (2.12)
Neste sistema, a irradiação solar estabelece o equilíbrio dinâmico:
NO� + O� ()↔ NO + O� (2.13)
A formação dos óxidos de azoto é descrita por quatro mecanismos, nomeadamente:
• Mecanismo térmico, predominante a elevada temperaturas (superiores a 1800 K) para
diversas gamas de razões de equivalência.
• Mecanismo imediato, ou de Fenimore, no qual o azoto reage com radicais de hidrocarbonetos
formando HCN e CN que conduzem a formação de NO; a importância deste mecanismo é
intensificada para misturas ricas.
• Mecanismo com óxido nitroso (N2O) como intermediário, o qual desempenha um papel
importante na produção de NO em chamas pobres de pré-mistura com baixas temperaturas.
• Mecanismo do combustível, no qual o NO resulta da oxidação dos compostos de azoto
presentes no combustível; importante e, por vezes, dominante no caso de combustíveis como
fuelóleos residuais e carvão.
Figura 2.3 – Nevoeiro fotoquímico em Nova Iorque visto do World Trade Center em 1988.
7
NO térmico
O NO térmico é obtido a partir da reação de azoto presente no ar atmosférico com o oxigénio
dissociado pelas altas temperaturas que ocorrem em processos de combustão. As principais reações
envolvidas na formação do NO térmico, segundo o mecanismo proposto por Zeldovich, são as
seguintes:
N� + O → NO + N (2.14)
N + O� → NO + O (2.15)
N + OH → NO + H (2.16)
O nome térmico é utilizado porque a reação (2.14) possui elevada energia de ativação devido à
ligação tripla presente na molécula de azoto. Deste modo, a reação (2.14) só é rápida para
temperaturas superiores a 1800 K. Devido à sua baixa taxa de reação, a reação (2.14) é a etapa
limitante no processo de formação de NO térmico.
A velocidade de formação de NO é menor do que a velocidade da maioria das reações de
combustão, verificando-se que na região da chama pouco NO térmico é formado, sendo uma grande
parcela gerada na região de pós-chama (Chigier, 1981).
A formação de NO térmico aumenta com a temperatura e com o tempo de residência. O aumento da
temperatura contribui com a energia que acelera a reação de dissociação do azoto molecular,
necessitando de menor tempo de residência para que esta ocorra.
Segundo Lefebvre (1995) os pontos-chaves relativos à formação de NO térmico podem ser
resumidos da seguinte forma:
• A formação de NO térmico é controlada pela temperatura da chama.
• Em processos de combustão com temperaturas inferiores a 1850 K, a formação de NO
térmico é marginal.
• Para misturas pobres (razão combustível/ar < 0,5), o NO formado é independente do tempo
de residência.
8
NO imediato
O termo imediato (prompt, na literature inglesa) foi apresentado por Fenimore (1971), que o
caracterizou pelo rápido aparecimento de NO na frente de chama. O NO imediato resulta da reação
do azoto molecular com radicais de hidrocarbonetos (CH, C, etc.) existentes na frente de chama, os
quais originam os denominados compostos de ciano. Estes, por sua vez, são convertidos em
compostos intermédiarios que potenciam a formação de NO. Ignorando os mecanismos que
conduzem à formação de CH, o mecanismo de Fenimore pode ser descrito através das seguintes
reações:
CH + N� → HCN + N (2.17)
C + N� → CN + N (2.18)
De acordo com Miller & Bowman (1989), a reação entre o radical CH e o azoto molecular (N2) é a que
mais contribui para a formação de NO via mecanismo imediato. A conversão do HCN, formado
através da reação (2.17), em NO segue o seguinte conjunto de reações sequenciais:
HCN + O → NCO + H (2.19)
NCO + H → NH + CO (2.20)
NH + H → N + H� (2.21)
N + OH → NO + H (2.16)
Segundo Bowman (1992), este mecanismo tem expressão a baixas temperaturas e pode, nestes
casos, contribuir significativamente para a emissão total de NO. Rokke et al. (1992) e Meunier et al.
(1998) concluiram que o mecanismo imediato é dominante em chamas de difusão turbulentas, não
confinadas, de metano e propano.
Algumas características do NO imediato são apresentadas por Chigier (1981):
• A absoluta dependência da presença de hidrocarbonetos ativos.
• A relativa independência da temperatura, tipo de combustível ou mistura. Em experiências
realizadas em condições estequiométricas foram obtidos níveis de NO imediato entre 50 ppm
e 90 ppm; ao alterar a temperatura de 1900 K para 2350 K não houve significativo aumento
do NO imediato. Em contrapartida, ao aumentar a razão de equivalência de 0.9 para 2 a 1900
K observou-se um aumento significativo da produção de NO imediato.
• Em processos com temperaturas de chama relativamente baixos, longos tempos de
residência na zona de reação promovem a destruição do NO formado a partir de reações
deste com os hidrocarbonetos.
9
NO com óxido nitroso (N2O) como intermediário
Este mecanismo é iniciado pela reação de recombinação de átomos de O com azoto molecular
formando N2O, principalmente através da reação:
O + N� + M → N�O + M (2.22)
O N2O poderá ser subsequentemente oxidado para NO ou reduzido para N2. Em condições de
mistura pobre tem-se:
N�O + O → NO + NO (2.23)
N�O + O → N� + O� (2.24)
Bonturi et al. (1996) indicam a reação (2.23) como a principal fonte de NO para este mecanismo.
Para misturas estequiometricas e ricas, o N2O é principalmente reduzido a N2. As reações envolvidas
no processo são:
N�O + H → N� + OH (2.25)
N�O + H → NH + NO (2.26)
N�O + OH → N� + HO� (2.27)
Esta sequência de reações torna-se importante em condições de excesso de ar (Turns, 2000).
NO do combustível
O NO combustível é formado a partir da reação do oxigénio com o azoto contido no combustível
durante o processo de combustão. Refira-se que alguns combustíveis líquidos (e.g., fuelóleos
residuais) e sólidos (e.g., carvão) podem apresentar frações mássicas de azoto até 2% na sua
composição.
A oxidação de moléculas de baixo peso molecular que contêm azoto, presente no combustível ou
formada durante o processo de combustão (NH3, HCN, CN), é muito rápida, ocorrendo em escala de
tempo similar à das outras reações do processo de combustão (Bowman, 1972). A formação de NO
do combustível é fortemente influenciada pela relação ar/combustível da reação de combustão, mas a
sua dependência da temperatura da chama é marginal (Hayhurst & Vince, 1980).
10
O HCN é a espécie intermediária formada em maior concentração, mas a sequência de reações
dependem do ambiente em que a reação ocorre. Para chamas pobres em combustível, o esquema
reacional sugerido por Bachmaier et al. (1973) é o seguinte:
HCN + O → HCO + N (2.28)
HCO + N → NH + CO (2.29)
Para chamas ricas em combustível o esquema fica:
HCN + OH → HNCO + H (2.30)
HNCO + H → NH� + CO (2.31)
NH� + CO → NH + H + CO (2.32)
As espécies aminas assim formadas podem seguir dois caminhos, dependendo da disponibilidade de
oxigénio na região da combustão:
NH + H → H� + N → NO �condição pobre em combustível� (2.33)
NH + H → H� + N → N� �condição rica em combustível� (2.34)
De acordo com Lefebvre (1983), o mecanismo de formação do NO combustível segue os seguintes
critérios:
• A conversão do azoto (N) presente no combustível para óxido de azoto (NO) é praticamente
total para condições de excesso de ar, quando operando com combustível que possui baixas
concentrações de azoto (< 0.5% em massa).
• A conversão do N presente no combustível para NO decresce com o aumento da
concentração do azoto no combustível, especialmente para misturas ricas.
• A conversão do N presente no combustível para NO aumenta lentamente com o aumento da
temperatura da chama.
Importa realçar que não existem regras definitivas para avaliar a importância relativa de cada um dos
mecanismos de formação de NO num dado sistema de combustão. Com efeito, a importância relativa
de cada um é uma função complexa da configuração do sistema (queimador e câmara de
combustão), combustível, natureza da chama (pré-mistura ou difusão) e condições de operação do
equipamento, entre outras (Coelho & Costa, 2007).
11
2.2. Combustão sem Chama Visível
2.2.1. Contexto Histórico
Em outubro de 1973, ocorre o primeiro choque petrolífero, com o culminar da guerra Israelo-Árabe e
é declarado um embargo total por parte das nações árabes. A situação durou cinco meses e teve
consequências nefastas na economia ocidental e nos mercados financeiros. O choque petrolífero
obrigou os países afetados a tomarem medidas estratégicas, como o incentivo à criação de energias
alternativas e o desenvolvimento de sistemas mais eficientes de combustão, para reduzir a sua
dependência em relação aos principais fornecedores de petróleo.
O método mais eficaz para aumentar a eficiência de sistemas de combustão utilizados em processos
de elevadas temperaturas é recorrer ao pré-aquecimento do ar de combustão. A Figura 2.4 apresenta
valores típicos de eficiência dos sistemas de combustão em função da temperatura de pré-
aquecimento (Wünning, 2003).
Durante o mesmo período, a conscientização dos efeitos negativos das emissões dos óxidos de
azoto (NOx) na saúde humana e no ambiente colocaram pressão nos operadores e produtores dos
equipamentos de combustão. Enquanto as emissões dos óxidos de azoto eram minimizadas com
medidas secundárias em automóveis (e.g., redução catalítica), a indústria faz uso de medidas
primárias para redução daquelas emissões (e.g., estagiamento do combustível e reburning). Estas
técnicas de redução das emissões dos óxidos de azoto não serão, todavia, capazes de cumprir a
legislação futura para as emissões de óxidos de azoto, nomeadamente em sistemas que operam com
Figura 2.4 – Eficiência de sistemas de combustão em função da temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão (Wünning, 2003).
12
temperaturas de chama acima de 1500 K e pré-aquecimento do ar de combustão de
aproximadamente 1000 K (Wünning, 2003).
Em 1989, foi observado um fenómeno surpreendente durante ensaios num forno recuperativo. Para
uma temperatura forno de 1000 ºC e pré-aquecimento do ar de combustão de aproximadamente 650
ºC não era possível observar visualmente nenhum tipo de chama (ver Figura 2.5), não sendo também
detetado nenhum sinal de radiação pelo sistema (de segurança) de deteção de UV. Mas, apesar
disso, o combustível era completamente consumido, enquanto os analisadores detetavam
concentrações de CO e NOx praticamente nulas. A combustão era estável e suave. Esta condição de
operação foi chamada de regime de combustão sem chama visível (flameless oxidation, na literatura
inglesa, ou, abreviadamente, FLOX).
O uso de pré-aquecimento do ar de combustão para reduzir os custos energéticos possui o
inconveniente de aumentar as emissões de NOx. No entanto, esta nova tecnologia permitir tirar
partido dos benefícios do pré-aquecimento sem os prejuízos associados ao aumento das emissões
de NOx.
2.2.2. Fundamentos do Regime de Combustão Sem Chama Visível
A Figura 2.6 representa de forma esquemática o processo idealizado por Wünning e Wünning (1997)
para uma câmara de combustão operar no regime sem chama visível. Na primeira etapa do processo,
na região I, o ar de combustão é misturado com os gases recirculados, provenientes da combustão.
Na segunda etapa do processo, após a mistura completa entre o ar e os produtos de combustão, o
combustível é adicionado à mistura, na região II, para que ocorra combustão. Nesta parte do
processo, a temperatura não deve ser superior a 1850 K, devido à presença de elevadas quantidades
de inertes. Finalmente, no terceiro estágio do processo, na região III, parte do calor produzido deve
Figura 2. 5 – Chama convencional (esquerda) e combustão sem chama visível (Wünning,2003).
13
ser retirado dos produtos de combustão, a fim de manter uma dada temperatura na região II, de modo
a sustentar as reações químicas do sistema.
A Figura 2.7 representa a variação da temperatura do processo de combustão com recirculação de
calor. As tecnologias de combustão que utilizam a recirculação de produtos de combustão
normalmente obtêm temperaturas de trabalho mais elevadas. A Figura 2.8 representa os limites de
flamabilidade da mistura em função do poder calorífico do combustível, Qf, temperatura inicial da
mistura, Ti, e razão de equivalência da mistura, φ. Nota-se que a de recirculação de produtos de
combustão aumenta os limites de flamabililidade da mistura devido à temperatura.
O regime de combustão sem chama visível pode ser caracterizado em termos da concentração de
oxigénio na zona de reação (ar diluído com produtos de combustão, representado na região I da
Figura 2.6) e da temperatura. A Figura 2.9 representa os diferentes regimes de combustão em função
da concentração de oxigénio e da sua temperatura. O regime sem chama visível é obtido a partir de
misturas com temperatura superior a cerca de 800 ºC e concentrações de oxigénio inferiores a cerca
de 13%. É possível verificar a possibilidade de estabelecer o regime sem chama visível sem pré-
aquecimento do ar de combustão. Rao et. al. (2010) realizaram um trabalho mais detalhado na
identificação dos regimes de combustão, cujos resultados se apresentam na Figura 2.10.
Figura 2.6 – Esquema representativo de um sistema a operar em FLOX (Delacroix).
14
Figura 2.7 – Representação da variação da temperatura do processo de combustão com recirculação de calor (Choi & Katsuki, 2001).
Heat recirculating combustion
Heat to berecycled
Tem
pe
ratu
re Heat ofcombustion
Heat of combustion
Combustion withoutheat recirculation
Preheating
Process progression
Figura 2.8 – Limites de flamabilidade da mistura em função do poder calorífico do combustível, Qf, temperatura inicial da mistura, Ti, e razão de equivalência da mistura, φ (Choi & Katsuki, 2001).
Flammable region1300
45
φst
φ
10300 Qf
(MJ/Kg)
Lean
Rich
Ti (K)
15
A Figura 2.11 apresenta os limites de autoignição e limites de extinção de chama para gás natural
com ar pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2. A medida que a concentração de oxigénio se
reduz devido à diluição com gases inertes, como o CO2 e N2, o limite de autoignição em termos de ar
Figura 2.9 – Representação dos regimes de combustão em função do grau de diluição e da temperatura do ar de combustão (Delacroix).
Figura 2.10 – Representação dos regimes de combustão (Rao et al., 2010).
16
pré-aquecido aumenta ligeiramente, mas para a situação de ignição forçada o limite aumenta
bruscamente com a diluição de oxigénio.
A Figura 2.12 apresenta o campo de temperaturas para o regime de combustão convencional e para
o regime sem chama visível. Como se pode observar, o regime convencional exibe temperaturas
mais elevadas, principalmente na proximidade do queimador.
Figura 2.11 – Limites de autoignição e limites de extinção de chama para gás natural com ar pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2 (Choi & Katsuki, 2001).
Figura 2.12 – Campo de temperaturas em FLOX e em chama visível (Wünning, 2003).
17
Plessing et al. (1998) compararam o regime sem chama visível com um regime de pré-mistura
altamente turbulento. Os autores utilizaram técnicas opticas para avaliar o campo de temperaturas e
de concentração de OH no interior da fornalha (ver Figura 2.13). Os autores obervaram o seguinte:
• A queima realizada em pré-mistura turbulenta apresentou elevados gradientes de
temperatura.
• Na situação em que não há chama visível observaram-se baixos gradientes de temperatura e
concentrações de OH consideravelmente menores relativamente ao caso de pré-mistura
turbulenta.
• A diluição com gases de exaustão aumenta o tempo caracteristico das reações quimicas
quando comparando com o tempo caracteristico da turbulência.
• O regime sem chama visível pode ser descrito como um reator de mistura perfeita onde os
fenómenos de ignição e extinção não estão presentes.
Veríssimo (2011) fez um estudo detalhado do regime de combustão sem chama visível utilizando
uma câmara laboratorial. A Figura 2.14 apresenta a aparência do modo de combustão ao longo da
câmara para diferentes valores do coeficiente de excesso de ar (λ). Foi verificado que para baixos
valores de λ, a combustão ocorria de modo extremamente suave, e não foi possível observar a
Figura 2. 13 – Comparação entre imagens de temperatura e OH-LIPF obtidas simultaneamente sobre os regimes de pré-mistura e sem chama visível (Plessing et al.,1998).
FLAME
Temperature OHLIPF Intensity
FLOX®
18.0
12.0
6.0
0.0
[mm]
18.0
[mm]
12.0
6.0
0.0
18.0
12.0
6.0
0.00.0
0.0
300 0 800 1600 2400 3200900 1500 2100
12.03.0 6.0 9.0 0.0 12.03.0 6.0 9.0
0.012.0 10.06.0 0.0 12.06.05.0
[mm]
6.0
0.0
[mm]
18.0
12.0
300
900
1500
[K]
2100
300
900
1500
2100
Flameless Oxidation (Φ = 1)
Highly turbulent premixed methane flame (Φ = 1)
[K]
0
800
1600
2400[a.U.]
3200
0
800
1600
2400
3200
[a.U.]
[mm] [mm][mm]
[mm][mm]
Height = 13.0 mm
Height = 15.13 mm
[mm]0.0 10.05.0
18
presença da chama. Ao aumentar o coeficiente de excesso de ar verificou-se que o ruído aumentava
e a chama passava gradualmente a ser visível. Para elevados valores de λ existem mais gases
quentes e oxigénio na proximidade do queimador, o que proporciona o estabelecimento de uma
chama convencional.
Veríssimo et al. (2013) realizaram um estudo na câmara laboratorial referida acima variando a carga
térmica entre 7 kW e 13 kW e o excesso de ar entre 1,3 e 1,4, utilizando metano como combustível. É
possível retirar as seguintes conclusões deste estudo:
• O aumento da carga térmica levou ao aumento da zona de reação e ao posicionamento da
mesma para a proximidade da zona de exautão da câmara de combustão (Figura 2.15), efeito
este devido ao aumento do caudal com a carga térmica.
• As concentrações de NOx foram praticamente independentes da carga térmica e houve um
ligeiro aumento da concentração de CO devido à redução do tempo de residência dos gases
na câmara de combustão.
Figura 2.14 – Aparência do modo de combustão ao longo da câmara de combustão para diferentes λ. a) λ = 1,1; b) λ = 1,3; c) λ = 1,5; d) λ = 1,7; e) λ = 1,9 e f) λ = 2,1 (Veríssimo, 2011).
a) b) c) d) e) f)
Ø100
34
0
19
Rebola et al. (2013) realizaram um estudo detalhado sobre o efeito do excesso de ar, velocidade de
entrada do ar na câmara de combustão, carga térmica e temperatura de pré-aquecimento do ar no
regime de combustão sem chama visível. As principais conclusões foram:
• Os gradientes de temperatura no interior da câmara de combustão foram atenuados com o
aumento do excesso de ar. O valor das temperaturas máximas também diminuiram, assim
como o posicionamento da sua zona, que passou a estar mais próximo da zona de exautão
da câmara de combustão. Consistentemente, as frações molares de CO e HC exibiram perfis
mais suaves
• Para todas as medidas efetuadas foram obtidas concentrações de NOx inferiores a 6
ppm@15% O2. Observou-se também a tendência linear do crescimento da concentração de
CO com o excesso de ar para valores de λ > 2, explicado pela redução na temperatura com o
aumenta da quantidade de inertes.
• Para temperaturas de pré-aquecimento do ar acima de 600 ºC, as variações na velocidade de
entrada do ar afetam de forma marginal as emissões de CO e HC. Para baixos valores da
velocidade de entrada do ar, as emissões de CO e HC são significantes.
• Variações na carga térmica alimentada à fornalha não afetou as emissões de NOx em regime
de combustão sem chama visível. As emissões de CO e HC são, todavia, importantes para
baixos valores da carga térmica.
• O aumento da temperatura de pré-aquecimento do ar de 500 ºC para 700 ºC originou perfis
de temperatura no interior da câmara semelhantes mas desfazados em aproximadamente
200 ºC. O aumento da temperatura de pré-aquecimento do ar introduziu maiores gradientes
nos perfis das frações molares de CO e HC, indicando a existência de uma reação pior
distribuída pelo volume da câmara de combustão.
Figura 2.15 – Imagens de quimiluminescência do radical hidroxila (OH*) em função da carga térmica de combustível. a) 7 kW, b) 8 kW, c) 9 kW, d) 10 kW, e) 11 kW, f) 12 kW e g) 13 kW (Veríssimo et al., 2013).
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
AirFuel Fuel
8
0
10Counts
642
a) b) c) d)
150
100
50
0
200
250
3000-50 50
z
r
e) f) g)
20
Veríssimo et al. (2013) estudaram o efeito da velocidade do ar de combustão no regime de
combustão sem chama visível. Os ensaios foram realizados com uma carga térmica constante de 10
kW, excesso de ar de 30% e temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão de 400 ºC. Foi
utilizado metano como combustível. As principais conclusões foram as seguintes:
• O aumento da velocidade de entrada do ar provocou diminuições da temperatura na zona de
reação e aumentou o limite de flamibilidade da mistura até dados limites.
• Outro efeito do aumento da velocidade foi a diminuição das emissões de NOx, devido à
diminuição das temperaturas e aumento da diluição provocado pelo aumento da taxa de
recirculação.
Arghode et al. (2010) realizaram um estudo sobre o efeito da configuração das entradas de ar e
combustível na obtenção do regime de combustão sem chama visível. A principal diferença entre as
configurações está no atraso na mistura entre o ar e o combustível. Os ensaios foram realizado para
uma carga térmica constante de 25 kW e razões de equivalência entre 0,7 e 0,9. Utilizou-se metano
como combustível. As principais conclusões foram as seguintes:
• As configurações com maior atraso na mistura ar/combustível permitiram obter campos de
temperatura mais uniformes e menores valores de NO (7 ppm@15% O2) e CO (20
ppm@15% O2).
• Para a configuração em que o combustível entrava em contato mais cedo com o ar observou-
se um regime instável e com maiores emissões de NO e CO relativamente à situação de
maior atraso.
Posteriormente, Arghode et al. (2011) realizaram outro estudo sobre o efeito do diâmetro das
entradas de ar e de combustível no regime de combustão sem chama vísivel. Os ensaios foram
realizados nas mesmas condições do estudo de 2010. As principais conclusões foram as seguintes:
• Com o aumento do diâmetro da entrada de combustível, a mistura entre o ar e o combustível
ocorreu mais rapidamente. Notou-se que as emissões de NO permaneceram
aproximadamente constantes e houve um ligeiro aumento nas emissões de CO.
• Com o aumento do diâmetro da entrada de ar verificou-se menor recirculação de gases de
combustão e um aumento das emissões de NO e CO. As emissões NOx permaneceram,
todavia, sempre abaixo de 15 ppm@15% O2.
Mais tarde, Arghode et al. (2012) estudaram o efeito da pré-mistura do ar e combustível na obtenção
do regime de combustão sem chama visível. Os testes foram realizados para cargas térmicas entre
3,91 kW e 6,25 kW e razões de equivalência entre 0,5 e 0,8. O ar de combustão foi alimentado à
câmara de combustão a 300 K e 600 K. Foi utilizado metano como combustível. A Figura 2.16
apresenta as imagens do processo de combustão para as diferentes condições analizadas. Os
principais conclusões foram as seguintes:
• Para a mesma temperatura do ar de combustão, as emissões de CO e NO foram inferiores
para as condições com pré-mistura.
21
• É possível obter o regime sem chama visível com e sem pré-mistura, sendo que as condições
com pré-mistura apresentaram melhores resultados.
Ayoub et al. (2012) estudaram o efeito da composição combustível (H2 e metano) no regime de
combustão sem chama visível. Os ensaios foram realizados para uma carga térmica constante de 20
kW e excessos de ar entre 1,1 e 1,14. Os autores concluiram:
• Para condições em que o combustível possui composição de H2 entre 0 a 70%, observou-se
que o aumento da concentração de H2 na mistuta combustível provoca um aproximação da
zona de reação aos injetores, e que concentração de NOx aumenta.
• Para proporções de H2 na mistura combustível entre 70% e 100%, a zona de reação
permanece na mesma posição e a concentração de NOx diminui com o aumento de H2.
Yu et al. (2010) obteram resultados semelhantes aos de Ayoub et al. (2012) num estudo teórico
realizado com o Chemkin 4.0.
Szegö et al. (2008) estudaram o efeito da pré-mistura de CO2 e N2 com gás natural, em diversas
proporções, tendo concluído que para uma diluição de 76%, em massa, quer de CO2, quer de N2 as
emissões de NOx reduzem em cerca de 48% e 10%, respetivamente. Mais tarde, Szegö et al. (2009)
estudaram o regime de combustão sem chama visível numa câmara de combustão laboratorial com a
injeção e o escape localizados na mesma base. Adicionalmente, é possível instalar um permutador
de calor arrefecido a água no interior da câmara em quatro posições distintas. Os ensaios foram
feitos com e sem pré-aquecimento do ar. As principais conclusões foram as seguintes:
Figura 2.16 – Imagens do processo de combustão para diferente condições (Arghode et al., 2012).
22
• Ao contrário do que inicialmente foi enunciado por Wünning (1997) foi possível estabelecer o
regime sem pré-aquecimento do ar.
• Para uma variação de 500 ºC na temperatura de pré-aquecimento do ar foi obtido um
aumento da temperatura no interior da câmara de apenas 9% e a concentração de NOx
aumentou entre 18% e 34%.
Sánchez et al. (2013) estudaram o efeito do enriquecimento de oxigénio em um queimador
recuperativo operando em regimes de combustão convencional e sem chama visível. Os testes foram
realizados com concentrações de oxigénio no oxidante variando entre 21% e 35% O2. Foi utilizado
gás natural como combustível, com uma carga térmica de 20 kW, e coeficiente de excessos de ar
entre 1,12 e 1,2. As principais conclusões foram as seguintes:
• O enrequecimento do ar de combustão até 35% em O2 originou um aumento na temperatura
máxima de combustão de apenas 60 ºC (ver Figura 2.17); e um aumento da zona de reação.
• A concentração de oxigénio na zona de reação foi sempre inferior a 8%, independemente da
concentração de oxigénio no oxidante.
• As emissões de CO e NOx foram sempre inferiores a 25 ppm e 5 ppm, respetivamente.
Recentemente, Ahmed et al. (2014) estudaram o efeito da configuração da exaustão no processo de
combustão e nas emissões de poluentes. As configurações são caracterizadas pela presença de um
Figura 2.17 – Temperatura experimental no plano central do queimador (ºC): (a) 21% O2, (b) 25% O2, (c) 30% O2, (d) 35% O2, (e) 21% O2 chama convencional (Sánchez et al., 2013).
23
vortice, ou não, na região central da câmara de combustão. A configuração “AT” possui o tubo de
escape posicionado axialmente e ligeiramente para dentro da câmara. Esta configuração permite criar
um vortice na região central. A configuração sem vortice é a configuração “N” (ver Figura 2.18). Os
autores utilizaram técnicas opticas para medir a quimiluminescência do radical OH* e concluíram o
seguinte:
• A presença do vortice provocou drásticas mudanças no campo de velocidades no interior da
câmara de combustão (ver Figura 2.18). As elevadas velocidades na região central exibidas
na configuração “AT” evitaram a fixação da chama (ver Figura 2.19).
• A presença do vortice na configuração “AT” foi responsável pela redução das emissões de
NOx em 33% das emissões de CO em 66%. Este efeito foi provocado pelo aumento da taxa
de recirculação de 0,4, obtido na configuração “N”, para 1,25 obtido na configuração “AT”.
• O aumento da taxa de recirculação na configuração “AT” foi responsável pelo aumento da
zona de reação no interior da câmara. A Figura 2.20 mostra a quimiluminescencia do radical
OH* para as duas configurações.
Figura 2.18 – Vetores de velocidades coloridos por magnitude (m/s). Imagem da esquerda representa a configuração “N” e a imagem da direita a configuração “AT” (Ahmed et al., 2014).
24
Zhenjun et al. (2012) estudaram o efeito da adição de CO2 no tempo de atraso à ignição no regime de
combustão sem chama visível. O aumento da concentração de CO2 levou a um aumento no tempo de
atraso à ignição. As principais razões para este resultado foram, de acordo com os autores, (i) o
aumento da concentração de CO2 tem efeito no calor específico e nas propriedades de transporte da
mistura, e (ii) o efeito químico associado ao aumento da concentração de CO2 – a presença de CO2
diminui a taxa de oxidação do combustível.
A câmara de combustão do presente trabalho foi alvo de estudos anteriores realizados por Melo et al.
(2010). Foi caracterizado o funcionamento da câmara de combustão em termos de temperaturas e
concentracão de espécies químicas. Os ensaios foram realizados para diferentes cargas térmicas,
entre 10 kW e 21,5 kW. O combustível utilizado foi o metano. A Figura 2.21 apresenta as medidas de
temperatura e concentrações de espécies químicas no interior da câmara para a condição de 21,5
kW. As principais conclusçoes do trabalho foram as seguintes:
Figura 2.19 – Interior da câmara de combustão para as configurações “N” (imagem da esquerda) e “AT” (imagem da direita) (Ahmed et al., 2014).
Figura 2.20 - Quimiluminescência do radical OH* para as configurações “N” e “AT” (Ahmed et al., 2014).
25
• As emissões de NOx foram sempre inferiores a 11 ppm @15% O2. É interessante observar
que nas regiões no interior da câmara onde a temperatura é relativamente elevada tem-se
que a concentração de oxigénio é bastante reduzida. Este facto ajuda a suprimir a formação
de NO via mecanismo térmico.
• As emissões de CO e HC eram relativamente elevadas, em média 925 ppm @15%O2 para as
emissões de CO e 185 ppm @15%O2 para as emissões de HC. Estes valores relativamente
elevados devem-se ao reduzido tempo de residência dos reagentes no interior da câmara de
combustão.
Ainda na presente câmara, Quaresma (2010) estudou o efeito da composição do combustível no
desempenho daquela. O combustível era uma mistura entre CH4, H2 e CO2. A gama da concentração
de cada constituinte do combustível no conjunto de misturas estudadas foram: 39,2 a 100% de CH4, 0
a 43,3% de H2 e 0 a 17,5% de CO2. Para todas as misturas de combustíveis estabelecidas manteve-
se a carga térmica constante (4 kW). Foram estudados casos em que o combustível era inserido com
Figura 2. 21 – Representação da temperatura e das concentrações de O2, CO, CO2, HC e NOx no plano de simetria da câmara de combustão. φ = 0,28; Tair = 425 K. (Melo, 2010).
26
e sem pré-mistura em condições de ultra lean combustion. As principais conclusões deste trabalho
foram:
• Para a vasta gama de condições estudadas verificou-se que as emissões de NOx foram
sempre inferiores a 30 ppm@ 15% O2 e a eficiência global de combustão sempre superior a
97%.
• A adição de pequenas quantidades de hidrogénio ou de dióxido de carbono à mistura de
combustível combinada com a aplicação de pré-mistura parcial ao combustível, ao invés da
operação com chamas de difusão puras, é benéfica para o desempenho da presente câmara
de combustão dado que promove a diminuição das emissões de NOx mantendo, ou
aumentando, os níveis da eficiência de combustão.
• A aplicação de pré-mistura parcial à mistura de combustível alarga a zona de operação da
câmara de combustão onde o seu desempenho é o mais apropriado (emissões de
NOx.inferiores a.10.ppm@15% O2 e eficiências de combustão superiores a..99,5%).
• O aumento da velocidade de entrada do ar de combustão na câmara de combustão reduz as
emissões de NOx, presumivelmente devido ao aumento da taxa de recirculação interna
provocada pelo aumento da velocidade do ar, mas, no entanto, não altera a eficiência global
de combustão, a qual permanece elevada.
A revisão bibliográfica revela que o efeito da concentração de vapor de água no oxidante no regime
de combustão sem chama visível não foi praticamente objecto de nenhum estudo. Em sistemas com
combustão convencional, Richard et al. (2003) realizaram um estudo sobre a adição de vapor de
água e azoto em uma chama livre estabelecida em uma placa pré-aquecida. A Figura 2.22 apresenta
a distribuição da temperatura ao longo do eixo da placa para as diferentes condições de estudo. As
principais conclusões obtidas deste trabalho foram:
• O vapor de água atua como um diluente inerte e como um poço de energia. A temperatura
máxima obtida é menor para a situação em que há adição de vapor de água relativamente a
situação com ausência de adição.
• A adição de azoto e vapor de água reduzem as emissões de CO, sendo esta redução mais
significativa quando se adiciona vapor de água.
Kobayashi et al. (2009) estudaram o efeito da adição de vapor de água a uma câmara a operar no
regime de combustão HiTAC (High Temperature Air Combustion). O estudo foi realizado na gama de
pressão entre 0,1 a 1 MPa. Para as condições atmosféricas não se observaram alterações
significativas nas emissões de CO. Verificou-se uma redução das emissões de NOx, via mecanismo
térmico, devido ao arrefecimento da chama com a adição de vapor de água.
O presente trabalho pretende preencher a lacuna que atualmente existe na literatura em relação aos
efeitos da adição de vapor de água no regime de combustão sem chama visível. Pretende-se também
verificar o efeito da diluição da concentração de O2 no oxidante conciliado com a presença de vapor
de água.
27
Figura 2. 22 – Distribuição da temperatura ao longo do eixo da placa para as condições sem adição, com adição de vapor de água e com adição de azoto.
28
3. Instalação e Técnicas Experimentais
3.1. Instalação experimental
A Figura 3.1 mostra fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de
combustão e da própria câmara de combustão (lado direito). O pleno é utilizado para proteger a
câmara de combustão e possui duas janelas de quartzo através das quais é possível visualizar o
interior da câmara de combustão. O ar primário é injetado através dos dois orifícios colineares
situados na parte superior do pleno. Os gases de escape deixam o pleno através da parte superior do
pleno. A base do pleno é desmontável para possibilitar o acesso ao interior do pleno.
As fotografias do lado direito da Figura 3.1 mostram uma fotografia da câmara de combustão com as
janelas de quartzo montadas (baixo) e uma fotografia da câmara de combustão (topo). Na fotografia
debaixo é possível observar três tubos conectados à câmara de combustão, um na parte superior e
os outros dois na parte lateral. O tubo localizado na parte superior é utilizado para injetar por forma a
manter limpas as janelas de quartzo. Os tubos localizados na parte lateral da câmara de combustão
são usados para injetar o ar secundário e o combustível na câmara.
A Figura 3.2 mostra fotografias de toda a instalação experimental, na qual é possível observar o pleno
revestido com manta cerâmica de lã de vidro e papel alumínio. Na fotografia da direita da Figura 3.2 é
possível observar a entrada da conduta para a alimentação do ar primário ao pleno e posteriormente
Figura 3.1 – Fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de combustão e a câmara de combustão (lado direito).
29
à câmara de combustão no inferior do pleno. Na fotografia da esquerda da Figura 3.2 é possível
observar a conduta de exaustão e a sonda utilizada para a recolha de gases de combustão para
determinação das emissões gasosos.
A Figura 3.3 mostra esquematicamente a instalação experimental. O sistema de alimentação é
constituído pelo ar secundário, inserido diretamente na zona de reação à temperatura ambiente, e
pelo oxidante primário constituído por O2, N2 e H2O. O oxidante primário entra no pleno à temperatura
de 200 °C, onde é controlada através do painel de controlo do pré-aquecedor. Um segundo termopar
do tipo K é utilizado para medir a temperatura do oxidante no interior do pleno, antes da sua entrada
na câmara de combustão. Finalmente, existe um terceiro termopar do tipo K localizado na conduta de
exaustão da câmara de combustão para medir a temperatura dos gases de escape. A saída do CEM
foi montada após o pré-aquecedor para evitar que o azoto húmido entrasse em contacto com o ar frio,
evitando assim a possibilidade de ocorrer condensação.
Figura 3.2 – Instalação com todos os componentes montados.
30
O ar necessário para os ensaios é fornecido a partir de um compressor (10 bar). A Figura 3.4 mostra
fotografias dos rotâmetros utilizados na monitoração do caudal de ar. O rotâmetro de maior
dimensão, com capacidade de 300 L/min, foi utilizado para medição do ar injetado no oxidante
primário, e o rotâmetro de menor dimensão, com capacidade de 100 L/min, foi utilizado para medição
do caudal de ar secundário. Os caudais de metano, azoto e água foram medidos com o auxílio do
caudalimetros mostrados na Figura 3.4. A Tabela 3.1 mostra as características dos medidores de
caudal utilizados.
Figura 3.3 – Esquema da instalação experimental.
Analisador O2 Analisador CO e CO2Analisador NOx
Tg
Tox
Analisador HC
Silica gel Filtro
Algodão
Combustível, GNPré-aquecedor
Oxidante
Termopar KTermopar K
Sonda
Condensador
Água
Água
Ar primário
Ar secundário
Orifíciocalibrado
Garrafasde calibração
Bomba de diafragma
CEM
H2O
N2
Água dearrefecimento
12 bit A/D
31
Figura 3.4 – Rotâmetros (esquerda) utilizados para medição dos caudais de ar e caudalímetros (direita) para medição dos caudais de metano, azoto e água.
Tabela 3.1 – Características dos medidores de caudal utilizados.
Equipamento Figura Marca-Modelo Gama de Operação Incerteza
Caudalimetro
metano
3.4 OMEGA FMA-
A2317
0 – 50 SLM +/- 4%
Rotâmetro ar
primário
3.4 Fischer & Porter
10A1197
0 – 300 NL/min +/- 2%
Rotâmetro ar
secundário
3.4 Fischer & Porter 0 – 92 NL/min +/- 2%
Caudalimetro
azoto
3.4 EL-FLOW F-211AV
(cor vermelho)
0,4 – 100 NL/min +/- 0,5%
Caudalimetro
água
3.4 LIQUI-FLOW
L23V12 (cor azul)
20 – 1200 g/h +/- 1%
32
Para diluir o ar primário e adicionar vapor de água à sua composição foi utilizado um misturador da
Bronkhorst designado por CEM (Controlled Evaporation and Mixing) mostrado na Figura 3.5. O
sistema CEM é constituído de um controlador de caudal mássico calibrado para água, um controlador
de caudal mássico calibrado para azoto e um dispositivo de evaporação e mistura com temperatura
controlável. O sistema CEM permite obter caudais de água entre 0,25 g/h e 1200 g/h. À saída do
CEM obtém-se azoto humidificado com a quantidade de água desejada em função da quantidade de
caudal de azoto introduzida no dispositivo. A Figura 3.6 mostra a quantidade de água introduzida em
função do caudal de azoto utilizado à temperatura de 200 °C. O sistema CEM é controlado através de
um programa de computador no qual é possível definir os caudais de água e azoto e também a
temperatura utilizada no processo. Foi utilizado azoto de garrafas com um grau de pureza superior a
99,8%.
Figura 3.5 – Sistema (CEM) utilizado para injetar vapor de água no oxidante.
33
O oxidante primário é constituído pelo ar primário diluído com o azoto humidificado que sai do CEM à
temperatura de 200 ºC. Para evitar que a água condense quando entra em contato com o ar à
temperatura ambiente foi utilizado um sistema de aquecimento para aumentar a temperatura do ar
antes da mistura com o azoto húmido. A Figura 3.7 mostra o pré-aquecedor de ar utilizado, composto
por resistências elétricas da Osram Sylvania, modelo SureHeat Max 30 kW. O sistema de
aquecimento possui cinco serpentinas constituídas por elementos triangulares de aquecimento,
fabricadas com fios de resistência Níquel-Cromo, inseridos em cinco tubos cerâmicos, por onde o ar
se escoa. As temperaturas são monitorizadas por termopares do tipo K, com tempo de resposta de 2
ms, localizados à entrada e à saída do pré-aquecedor, e controladas por meio de um circuito digital.
O pré-aquecedor tem a capacidade máxima de pré-aquecer 2045 NL/min de ar à temperatura de 760
°C e à pressão de 4 bar. O pré-aquecedor encontra-se posicionado à entrada do tubo de admissão de
para o pleno, antes da ligação com o fluido que vem do sistema CEM – ver Figura 3.3.
Figura 3.6 – Quantidade de água introduzida em função da quantidade de azoto à temperatura de 200 ºC.
34
Para o sistema de ignição foi utilizado um par de elétrodos modelo 01-FAG-060. O aparelho utilizado
para provocar a descarga elétrica foi um Satronic ZT 930, 2x7 kV. A Figura 3.8 apresenta os
principais componentes do sistema de ignição.
3.2. Câmara de Combustão
A Figura 3.9 mostra um esquema da câmara de combustão, no qual é identificar as entradas dos
oxidantes e combustível. O oxidante primário é constituído por uma mistura composta por ar e azoto
húmido. As entradas do oxidante primário são constituídas por 14 furos de 4 mm de diâmetro
espaçados de 6,5 mm e dispostos de forma faseada, como se pode observar na Figura 3.10. A
entrada de ar secundário possui 19 furos de 1 mm de diâmetro, espaçados de 2 mm. A injeção de
combustível para o interior da câmara é feita através de 15 furos de 1 mm de diâmetro, espaçados de
2 mm. A Figura 3.11 apresenta um esquema da câmara de combustão, com todas as dimensões
relevantes.
Figura 3.7 – Pré-aquecedor de ar (à esquerda) e o seu painel de controlo (à direita).
Figura 3.8 – Equipamentos utilizados no sistema de ignição.
35
Figura 3.9 – Câmara de combustão em perspetiva.
Figura 3.10 – Geometria utilizada na câmara de combustão para a injeção do oxidante primário.
Figura 3.11 – Esquema da câmara de combustão, com todas as dimensões relevantes.
Oxidant
194
R18
0
Left inlet
Secondary air
Right inletR35
ø4
ø4
Exhaust
Fuel
R4
0
20
164
130
r
θz
120o
45o
20o
210o
36
3.3. Operação e Procedimento Experimental
O funcionamento do sistema inicia-se com a abertura da valvula de gás, seguida da descarga elétrica
para o estabelecimento da ignição. Devido às perdas de carga presentes na linha de injeção de gás
apenas é possível introduzir 0,46 m3/h na câmara de combustão quando a válvula de corte se
encontra completamente aberta (o correspondente a aproximadamente 5 kW). Abre-se
completamente a válvula de corte e liga-se o pré-aquecedor para uma temperatura de trabalho de
200 ºC. Em geral o tempo de espera para que no interior do pleno a atmosfera possua uma
temperatura de 300 ºC é de aproximadamente 5 horas. A Figura 3.12 mostra uma fotografia do
aspeto inicial da chama, sem ar secundário e azoto húmido, e a Figura 3.13 uma fotografia da chama
após a introdução do ar secundário, onde é possível observar o estabelecimento de um vórtice
central.
Após o pré-aquecimento da câmara de combustão estabelecem-se os caudais de combustível e ar
primário (sem o azoto húmido), de acordo com a condição de teste. Nas condições da Figura 3.13,
liga-se o dispositivo CEM, iniciando-se a introdução de azoto húmido. Ao fim de cerca de 1 hora após
a introdução do azoto húmido estabelece-se o regime de combustão sem chama visível, como
mostrado na imagem da direita da Figura 3.14. Na imagem da esquerda da Figura 3.14 ainda se
observa uma ligeira zona azul, imediatamente antes de se atingir o regime de combustão sem chama
visível.
Figura 3.12 – Fotografia da chama inicial, sem ar secundário.
37
3.4. Técnicas Experimentais
3.4.1. Concentrações das Espécies Químicas
A Figura 3.15 mostra um esquema da sonda usada para realizar a amostragem dos gases de
exaustão. A sonda foi fabricada em aço inoxidável, sendo constituída por três tubos concêntricos: o
tubo interior destina-se à recolha dos gases de exaustão e os outros dois são utilizados para o
congelamento da amostra e arrefecimento da sonda com água. O material da linha de recolha do
sistema de amostragem é politetrafluoretileno, o qual é quimicamente inerte. A linha é aquecida por
intermédio de uma resistência elétrica de forma a manter amostra acima de 110 °C e evitar a
condensação do vapor de água na linha, eliminando assim a possibilidade de dissolução de algumas
espécies químicas, em particular NO2, em água. No decurso das medidas, a sonda foi posicionada na
zona central na conduta de exaustão.
Figura 3.14 - Aspeto visual do regime sem chama visível. A imagem da esquerda indica o momento que precede o estabelecimento do regime.
Figura 3.13 – Aspeto da chama após a introdução do ar secundário.
38
O sistema de amostragem, associada à sonda, é constituído por um condensador, um secador e um
filtro. O condensador e o secador permitem a eliminação do vapor de água contido na amostra,
enquanto o filtro se destina a eliminar eventuais partículas presentes nos gases, resultantes do
processo de combustão e recolhidas durante o processo de recolha da amostra. Uma bomba de
diafragma promove a aspiração da amostra através do sistema de amostragem. Assim, o sistema de
amostragem permite o envio de uma amostra seca e limpa aos analisadores, onde as concentrações
das principais espécies químicas são medidas em base seca. A Tabela 3.2 lista as principais
características dos analisadores usados neste trabalho.
Tabela 3. 2 – Característica dos analisadores utilizados.
Antes e após cada sessão experimental os analisadores eram devidamente calibrados. Inicialmente
os valores de concentração de O2, CO, CO2, HC e NOx eram ajustados a zero, fazendo passar azoto
puro através dos analisadores. Em seguida, a concentração de O2 era ajustada de acordo com a
respectiva percentagem no ar atmosférico (20,9% em volume). Para as restantes espécies fazia-se
passar através dos analisadores misturas padrão de CO, CO2, HC e NOx em azoto. A Tabela 3.3
apresenta as misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores.
Espécie Marca/Modelo Método de Análise Gama de medida
O2 Horiba PG – 250 Célula Galvânica 0 – 25% vol
CO2 Horiba PG – 250 Não dispersivo de infravermelhos 0 – 15% vol
CO Horiba PG – 250 Não dispersivo de infravermelhos 0 – 1000/5000 ppm
NOx Horiba PG – 250 Quimiluminiscência 0 – 100 ppm
HC Amluk FID E 2020 Detecção por ionização de chama 0 – 1000/10000 ppm
Figura 3. 15 – Esquema da sonda usada para a recolha de gases de exaustão.
39
Tabela 3. 3 – Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores.
O tempo de aquisição para amostragem foi escolhido tendo em conta a variação dos sinais contínuos
enviados à placa de aquisição. Assim, no presente trabalho, a aquisição dos dados iniciava-se a partir
do momento em que as concentrações das espécies químicas estabilizavam, e durava 60 s. A
frequência de aquisição é de 100 Hz. Durante o tempo de aquisição de dados os sinais analógicos
provenientes dos analisadores eram conduzidos a uma placa de aquisição (Data Translation DT
9802), onde eram convertidos em sinais digitais. A partir desta placa os valores médios eram
calculados por intermédio de um software dedicado (HP VEE-LAB v.5.0.2), instalado num
computador.
3.4.2. Temperatura
Para as medidas de temperatura no interior do pleno e na exaustão da câmara de combustão foram
utilizados dois termopares do tipo K. Este tipo de termopares apresenta uma elevada estabilidade nas
medições e uma incerteza experimental de ±3 ºC ou 0,75% do valor medido. A gama de temperatura
medidas neste trabalho variou entre a temperatura ambiente e cerca de 350 ºC. Os termopares são
revestidos a aço inoxidável, com diâmetro de 3 mm, de modo a garantir suficiente robustez.
3.4.3. Incerteza dos resultados
Concentrações das Espécies Químicas
A precisão das medidas das espécies químicas recorrendo a métodos intrusivos, como os utilizados
neste trabalho, é condicionada pelos seguintes fatores: (a) perturbações aerodinâmicas introduzidas
pela sonda e erros associados a amostragem não isocinética, (b) eficiência de congelamento das
reações químicas à entrada da sonda, e (c) dissolução de certas espécies gasosas em água. Como
as medidas das espécies foram efetuadas apenas na exaustão da câmara, somente a eficiência de
congelamento das reações químicas e a dissolução de certas espécies gasosas em água poderiam
ter introduzido alguma incerteza nos resultados.
Espécie Concentração
O2 0; 20,9%
CO2 0; 12%
CO 0; 100 ppm
NOx 0; 150 ppm
HC 0; 80 ppm (C3H8)
40
Nas sondas de amostragem como a da Figura 3.15, o congelamento das reações químicas na
amostra imediatamente a jusante do orifício de aspiração é um requisito fundamental para a obtenção
de medidas fiáveis. As sondas de arrefecimento convectivo indireto, como a utilizada no presente
trabalho, devem proporcionar um arrefecimento brusco da amostra para assegurarem o
congelamento eficaz das reações químicas dos gases que constituem a amostra. O arrefecimento é
proporcionado pelo contato da amostra com a própria sonda. Dado que a temperatura dos gases de
exaustão esteve sempre abaixo de 400 °C, o arrefecimento brusco passa ter um caráter secundário,
visto que a esta temperatura quase todas reações foram suprimidas. O fato das concentrações
medidas se revelarem independentes da velocidade de aspiração indica que o arrefecimento foi
adequado. Foi verificado também que, independentemente do caudal de água utilizado para arrefecer
a sonda, o valor das concentrações permaneceram semelhantes.
O contato da amostra com água ao longo do sistema de amostragem, nomeadamente no
condensador, favorece a possibilidade de dissolução de certas espécies químicas gasosas na água,
especialmente NO2, como foi referido anteriormente. Os erros estudados por este fenómeno foram
estudados por Costa et al. (1996) e considerados desprezáveis para condições semelhantes às do
presente trabalho.
Temperatura
A precisão das medidas de temperatura é fundamentalmente condicionada pelos erros associados à
transferência de calor por condução e radiação. Os erros sistemáticos devido à condução de calor
através dos fios dos termopares ocorrem se estes estiverem expostos a um gradiente de
temperatura, que pode ser originado pela proximidade da junção do termopar com o suporte dos fios.
Tal não se verificou, e, como tal, os erros associados às perdas de calor por condução foram aqui
desprezáveis. Os erros associados à transferência de calor por radiação entre a junção do termopar e
o meio envolvente são superiores à transferência por condução. Todavia, uma vez que a temperatura
máxima medida foi inferior a 400 °C e o diâmetro do revestimento é reduzido (3 mm), também as
perdas por radiação foram minimizadas. Assim, conclui-se que a incerteza associada à medição de
temperaturas neste trabalho foram essencialmente aquelas associadas ao erro do termopar referido
acima, isto é, ±3 ºC ou 0,75% do valor medido.
41
4. Apresentação e Discussão dos Resultados
4.1. Princípios de Funcionamento da Câmara de Combustão
O princípio de operação da presente câmara baseia-se no estabelecimento de uma região com
elevadas taxas de recirculação, no interior da câmara de combustão, onde parte do oxidante se
mistura com os produtos de combustão, tal como idealizado por Levy et al. (2004). A Figura 4.1 ilustra
esquematicamente a aerodinâmica interna da presente câmara de combustão. A Figura 4.1a mostra
a secção longitudinal da câmara de combustão anular, contendo duas secções com orifícios
circulares destinados à entrada do ar, circunferencialmente distribuídos ao longo da parede exterior
da câmara, e uma linha de injetores de combustível, montado na sua parede interna; e a Figura 4.1b
mostra de forma esquemática o padrão do escoamento na câmara de combustão, permitindo assim
uma melhor perceção do escoamento e do seu princípio de funcionamento. O contorno da câmara de
combustão e a orientação das entradas de ar e de combustível proporcionam a criação de um vórtice,
permitindo assim misturar os produtos da combustão com o caudal de ar fresco, antes do local da
injeção do combustível. Como foi referido, a presente câmara de combustão recorre a elevadas taxas
de recirculação internas dos produtos de combustão com a finalidade de manter as temperaturas no
seu interior moderadas e relativamente uniformes e, assim, inibir principalmente a formação de NO
térmico.
De acordo com a Figura 4.1b, o oxidante entra pela junção 1 onde é dividido em duas partes: ar de
combustão e ar de diluição. O ar de combustão mistura-se com os produtos da combustão na junção
2. O combustível é, entretanto, injetado no ponto 3 e mistura-se com o ar de combustão e com os
produtos de combustão (ar viciado). Após a mistura estar completa, inicia-se o processo de
combustão (entre 3 e 4). Na junção 4, uma parte dos produtos da combustão retorna à zona de
combustão (junção 2) e a restante parte mistura-se com o ar de diluição (junção 5), saindo a mistura
da câmara de combustão através da zona de exaustão (ponto 6).
Nas circunstâncias acima referidas, o funcionamento da câmara de combustão é largamente
determinado pela taxa de recirculação interna no escoamento, o que determina em grande parte as
emissões de NOx e a eficiência de combustão. É ainda importante salientar que os valores de Kv
obtidos por Melo (2008) na presente câmara variam entre 0,4 e 1.
42
4.2. Condições Experimentais
Os testes foram realizados utilizando gás natural como combustível. Para todas as condições
manteve-se a carga térmica de combustível constante e igual a 4 kW. O estudo foi realizado variando
os seguintes parâmetros enquanto os restantes mantiveram-se constante:
• Excesso de ar (λ): 1,2; 1,4; 1,6 e 1,8;
• Concentração de vapor de água no oxidante: 0, 4%, 6% e 8%;
• Concentração de oxigénio no oxidante: 21%, 18%, 16% e 14%;
No total foi examinadas 52 condições distintas obtidas pela combinação dos parâmetros acima. Os
Anexos 7.1 e 7.2 apresentam a metodologia seguida para os cálculos das condições de teste. A
Tabela 4.1 apresenta de forma compacta as condições experimentais, a eficiência da combustão
calculada (ver Anexo 7.3) e as emissões de poluentes medidas neste trabalho. Refira-se que o Anexo
Figura 4.1 – Representação da aerodinâmica interna da câmara de combustão. a) Secção longitudinal da câmara de combustão anular, b) processo de funcionamento da presente câmara de combustão tal como idealizado por Levy et al. (2004).
43
7.4 apresenta fotografias dos modos de combustão para as diferentes condições de testes
estudadas.
λ % H2O % O2 ���� �%��%��%��%� CO (ppm)* NOx (ppm)*
1,2 0 - 8 14 - 21 99,81 - 99,97 21,7 - 99,5 0,3 - 7,5
1,4 0 - 8 14 - 21 99,96 - 99,98 14,2 - 22,6 2,4 - 9,7
1,6 0 - 8 14 - 21 99,92 - 99,97 14,8 - 21,0 1,5 - 9,7
1,8 0 - 8 14 - 21 99,90 - 99,97 16,1 - 20,9 1,6 - 9,8
Tabela 4.1 – Condições experimentais, eficiência da combustão calculada e as emissões de
poluentes medidas. * Emissões corrigidas para 15% de O2.
4.3. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de
CO
A Figura 4.2 apresenta a evolução das emissões de CO em função do coeficiente de excesso de ar
para diferentes concentrações de vapor de água e oxigénio no oxidante. Os gráficos revelam que a
evolução do CO em função do excesso de ar, independentemente da concentração de oxigénio ou
vapor de água no oxidante, possui a mesma forma, ou seja, elevadas concentrações de CO para
valores de λ próximos da estequiometria e independentes do excesso de ar para valores de λ
superiores a 1,4. Nestes casos a concentração de CO apresenta um patamar de emissão próximo de
20 ppm@15% de O2.
Pelo facto de a câmara de combustão ter sido projetada para obter elevadas taxas de recirculação,
quando esta funciona com baixos valores de λ, por exemplo 1,2, é possível obter no interior da zona
de recirculação regiões onde a concentração de oxigénio é muito baixa o que inibe a oxidação de CO.
Resultados semelhantes foram obtidos por outros autores, incluindo Szegö et al. (2009), Veríssimo et
al. (2011), Arghode & Gupta (2011) e Arghode et al. (2012).
Para uma dada concentração de água no oxidante é possível observar que quanto menor a
concentração de oxigénio no oxidante, maior é a emissão de CO. Esta tendência era esperada pela
mesma razão apresentada acima. Para valores de λ acima de 1,4 não existe nenhuma diferença nas
emissões de CO entre as diferentes concentrações de oxigénio no oxidante, o que significa que para
estes casos, a zona de reação possui quantidades suficientes de oxigénio para oxidar quase todo o
CO em CO2.
Na realidade, é possível observar na Figura 4.2 que à medida que se aumenta a concentração de
vapor de água no oxidante as emissões de CO, para baixos valores de λ, também aumentam. Este
44
efeito não pode ser explicado por variações na temperatura. A temperatura adiabática é mais sensível
ao aumento do coeficiente de excesso de ar e, no entanto, é possível notar que ao aumentar o
excesso de ar não existem grandes variações nas emissões de CO para além de 1,4. Isto sugere que
para as condições de operação estudadas o impacto da variação da temperatura nas emissões de
CO é marginal. O efeito da adição de vapor de água é mais proeminente em condições de escassez
de oxigénio na zona de reação devido ao elevado grau de recirculação intrínseco à geometria da
câmara. Porém, o mesmo não acontece quando se substitui vapor de água por azoto, que atua como
inerte. Disto é possível concluir que, para condições com pouco excesso de ar, o vapor de água deve
ser quimicamente ativo para explicar o fenómeno observado.
No estudo realizado por Richard et al. (2003) foi observado que a adição de água na forma de spray
na zona da chama reduz as emissões de CO devido a importânica da reação (2.3), a qual aumenta a
quantidade de radicais hidroxilos na zona de reação. Este aumento favorece a oxidação do CO
devido a reação (2.2). A reação (2.2) é a reação mais relevante na oxidação do CO para CO2.
O aumento das emissões de CO com a adição de vapor de água pode ser explicado através da
redução da taxa de reação da reação (2.2). Esta redução acontece por duas razões. Em primeiro
lugar, para excessos de ar inferiores a 40% obtém-se regiões no interior da zona de reação com
reduzidas concentrações de oxigénio. Esta escassez de oxigénio reduz a taxa de reação da seguinte
reação:
H + O → OH
(4.1)
Dado que a reação (2.3) é uma reação global das reações elementares (4.1) e
H�O → H + OH
(4.2)
tem-se que a formação de radicais hidroxilos deixa de ser de segunda ordem para passar a ser de
primeira ordem devido somente à reação (4.1). Em segundo lugar, as elevadas taxas de recirculação
presentes nesta câmara de combustão deverão originar elevadas concentrações de CO2 na zona de
reação em relação à situação da chama de difusão apresentada por Richard et al. (2003), e, como a
reação (4.2) não tem um papel importante, para condições que proporcionem defice de oxigenio no
interior da câmara há um aumento na concentração de radicais H. Em equilibrio, a presença de
maiores quantidades de CO2 e H aumentam a taxa de reação inversa da reação (2.2), o que se
manifesta numa redução da taxa de oxidação do CO.
45
4.4. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de
NOx
A Figura 4.2 mostra a evolução das emissões de NOx em função do coeficiente de excesso de ar para
diferentes condições de concentração de vapor de água e oxigénio no oxidante. Para uma dada
concentração de vapor de água e oxigénio é possível notar que as emissões de NOx aumentam para
valores de λ entre 1,2 e 1,4 e depois estabilizam. Esta tendência está de acordo com os resultados
obtidos por outros autores, Verissímo et al. (2011), Szegö et al. (2009) e Arghode et al. (2011).
Os resultados obtidos por Melo (2008) na presente câmara de combustão mostraram que a
temperatura máxima obtida no interior da câmara foi de 1850 K, em regiões onde a concentração de
O2 está entre 0 – 1%. Os resultados de temperaturas medidos por Melo (2008) são representativos
das temperaturas obtidas no interior do reator para as condições atuais, os quais sugerem que a
formação de NO via mecanismo térmico é fortemente suprimida.
Para uma dada concentração de vapor de água tem-se que à medida que se aumenta a
concentração de oxigénio no oxidante maior é a emissão de NOx. Este resultado é esperado devido à
influência do oxigénio na formação do NOx. Para uma dada concentração de oxigénio no oxidante
tem-se que um aumento na concentração de vapor de água resulta em uma diminuição na
concentração de NOx. Tal como foi explicado anteriormente, a variação de temperatura não possui
um impacto significativo, portanto a diminuição da concentração de NOx deve-se não à variação da
temperatura, mas antes ao facto de que ao aumentar a concentração de vapor de água no oxidante
ser necessário diminuir a concentração de azoto na mesma proporção. Devido à dependência do
azoto na formação do NOx é expectável que as emissões de NOx diminuam com a diminuição da
quantidade de azoto na zona de reação.
46
NO
x (
pp
m@
15%
O2)
CO
(p
pm
@1
5%O
2)
CO
(p
pm
@1
5%O
2)
CO
(p
pm
@1
5%O
2)
CO
(p
pm
@1
5%O
2)
NO
x (
pp
m@
15%
O2)
NO
x (
pp
m@
15%
O2)
NO
x (
pp
m@
15%
O2)
0
20
40
60
80
100
120
0
20
40
60
80
100
120
0
20
40
60
80
100
120
0
20
40
60
80
100
120
0
2
4
6
8
10
12
0
2
4
6
8
10
12
0
2
4
6
8
10
12
0
2
4
6
8
10
12
1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
1 1.2 1.4 1.6 1.8 21 1.2 1.4 1.6 1.8 2
1 1.2 1.4 1.6 1.8 21 1.2 1.4 1.6 1.8 2
1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
λ λ1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
18%O2
16%O2
14%O2
18%O2
16%O2
14%O2
21%O2
18%O2
16%O2
14%O2
18%O2 16%O214%O2 21%O2
CO vs lambda (%H2O = 8)
CO vs lambda (%H2O = 6)
CO vs lambda (%H2O = 4)
CO vs lambda (%H2O = 0)
NOx vs lambda (%H2O = 8)
NOx vs lambda (%H2O = 6)
NOx vs lambda (%H2O = 4)
NOx vs lambda (%H2O = 0)
Figura 4.2 – Evolução das emissões de CO e NOx com o excesso de ar (λ) para diferentes concentrações de H2O e oxigénio no oxidante.
47
4.5. Eficiência da Combustão
A Figura 4.3 apresenta os valores das emissões de NOx corrigidas a 15 % O2 em função da eficiência
da combustão. A eficiência foi calculada com recurso à equação presente no Anexo 7.3. Este gráfico
indica o “preço” em termos de eficiência que se “paga” para reduzir a emissão de NOx. Pode-se notar
que à medida que a eficiência da combustão aumenta, as emissões de NOx também aumentam.
A Figura 4.3 inclui os resultados obtidos por Quaresma (2010) em conjunto com os resultados obtidos
neste trabalho. Quaresma (2010) trabalhou em regime de ultra lean combustion. Em contraste, os
dados atuais são retirados de medidas feitas utilizando o regime de combustão sem chama visível.
Pode-se verificar que as emissões de NOx obtidas no regime de combustão sem chama visível são,
em geral, menores do que as obtidas em ultra lean combustion e a eficiência de combustão é sempre
superior a 99,8%, enquanto no caso de ultra lean combustion se verificou que a eficiência tinha
valores de 97%.
O gráfico da Figura 4.3 em conjunto com os valores obtidos das emissões de CO são indicadores da
importância que o regime de combustão sem chama visível poderá ter no futuro no que diz respeito a
economia energética e baixas emissões de poluentes gasosos.
Figura 4. 3 – Relação entre NOx e eficiência de combustão para os regimes de combustão sem chama visível e ultra lean combustion.
Quaresma (2010)
Estudo Atual
NO
x (d
ry v
olu
me
pp
m @
15%
O2)
96,597,097,598,098,599,099,5100,00
5
10
15
20
25
30
35
η, Combustion efficiency [%]
48
5. Fecho
5.1. Conclusões
As principais conclusões deste estudo são:
1. A presente câmara opera seguramente em regime de combustão sem chama visível para um
largo conjunto de condições de operação.
2. Para elevados excessos de ar, as emissões de CO apresentam valores de cerca de 20
ppm@15% O2, enquanto as emissões de NOx são sempre inferiores a 10 ppm@15% O2.
3. A diluição do oxigénio no oxidante promoveu o aumento das emissões de CO para baixos
valores de excesso de ar. Para excessos de ar superiores a 40% não foi observado nenhum
efeito significativo nas emissões de CO com a diluição do oxigénio no oxidante.
4. O aumento da concentração de vapor de água no oxidante aumenta as emissões de CO,
particularmente no caso de baixos valores de excesso de ar. Para coeficientes de excesso de
ar superiores a 1,4 não foi observado nenhum efeito da adição de vapor de água nas
emissões de CO.
5. A redução da concentração de oxigénio no oxidante minimiza as emissões de NOx, enquanto
o aumento da concentração de vapor de água no oxidante origina menores emissões de NOx.
6. A presente câmara apresenta eficiências de combustão superiores a 99,8% para todas as
condições estudadas.
5.2. Sugestões para Trabalhos Futuros
Para melhor caracterizar o funcionamento da presente câmara de combustão é necessário
caracterizar os campos de temperatura e de concentração das espécies químicas gasosas no interior
da câmara de combustão. Para melhor compreender o efeito da diluição do oxigénio e da adição de
vapor água no oxidante é interessante realizar mais testes com diferentes cargas térmicas.
Seria também interessante realizar um estudo cinético, usando, por exemplo, o ChemKin, para
compreender melhor o efeito da presença de vapor de água no oxidante nos processos de formação
de CO e NOx na presente câmara de combustão.
49
6. Referências
Administration, E. I. a., 2013. U.S. Energy Information Administration. [Online]
Available at: http://www.eia.gov/forecasts/ieo/world.cfm
[Acedido em 03 04 2014].
Ahmed, E. & Gupta, K., 2014. Swirling Flowfield for Colorless Distributed Combustion. Applied Energy,
Issue 113, pp. 208-218.
Arghode, V. & Gupta, A., 2010. Effect of Flow Field for Colorless Distributed Combustion (CDC) for
Gas Turbine Combustion. Applied Energy, Volume 87, pp. 1631-1640.
Arghode, V. & Gupta, A., 2011. Development of High Intensity CDC Combustor for Gas Turbine
Engines. Applied Energy, Volume 88, pp. 963-973.
Arghode, V., Gupta, A. & Bryden, K., 2012. High Intensity Colorless Distributed Combustion for Ultra
Low Emissions and Enhanced Performance. Applied Energy, Volume 92, pp. 822-830.
Ayoub, M. et al., 2012. An Experimental Study of Mild Flameless Combustion of Methane/Hydrogen
Mixtures. International Journal of Hydrogen Energy, Volume 37, pp. 6912-6921.
Bachmaier, F., Eberius, K. & Just, T., 1973. Formation of Nitric Oxide and Detection of Hydrogen
Cyanide in Premixed Hydrocarbon-Air Flames at 1 Atmosphere.. Combustion Science and Technology,
Volume 7, pp. 77-84.
Bonturi, S. et al., 1996. NOx Formation in Counter-Flow Opposed-Jet Diffusion CH4/air Flames.
Combustion Science and Technology, Volume 121, pp. 217-233.
Bowman, C., 1972. Kinetics of Nitric Oxide Formation in Combustion Processes. Proceedings of the
Combustion Institute, Volume 14, pp. 729-738.
Bowman, C., 1992. Control of Combustion-Generated Nitrogen Oxide Emissions:Technology Driven
by Regulation. Proceedings of the Combustion Institute, Volume 24, pp. 859-878.
Box, E. T., 2014. Engineering Tool Box. [Online]
Available at: www.engineeringtoolbox.com/carbon-monoxide-d_893.html
[Acedido em 20 11 2013].
Cavaliere, A. & Joannon, M., 2004. Mild Combustion. Progress in Energy and Combustion Science,
Volume 30, pp. 329-366.
Chigier, N., 1981. Energy, Combustion and Environment. U.S.A, McGrall-Hill.
Choi, G.-M. & Katsuki, M., 2001. Advanced Low NOx Combustion Using Highly Preheated Air. Energy
Conversion and Management, Volume 42, pp. 639-652.
Coelho, P. & Costa, M., 2007. Combustão. Lisboa, Portugal, Edições Orion.
Costa, M., Ruão, M. & Carvalho, M., 1996. On the Influence of Flue-Gas Recirculation on Pollutant
Emissions from a Small-Scale Laboratory Furnace. Archivum Combustionis, Volume 16, pp. 77-86.
50
Delacroix, F., s.d. "The Flameless Oxidation Mode": An Efficient Combustion Device Leading Also to
Very Low Emissions Levels. Angers; France, Plenary Session; Producing more with less: Efficiency in
Power Generation.
Delacroix, F., s.d. "The Flameless Oxidation Mode": An Efficient Combustion Device Leading Also to
Very Low NOx Emission Levels. French, Plenary Session Producing more with less: Efficiency in Power
Generation.
Fenimore, C., 1971. Formation of Nitric Oxide in Premixed Hydrocarbon Flames. Symposium
(International) on Combustion, Volume 13, pp. 373-380.
Glassman, I. & Yetter, R., 2008. Combustion, Academic Press.
Haagen-Smit, A., 1952. Chemistry and Physiology of Los Angeles Smog. Progress in Energy and
Combustion Science, Volume 23, pp. 233-266.
Hayhurst, A. & Vince, I., 1980. Nitric Oxide Formation from N2 in Flames: The Importance of 'Prompt'
NO. Progress in Energy and Combustion Science, Volume 6, pp. 35-51.
Kobayashi, H., Yata, S., Ichikawa, Y. & Ogami, Y., 2009. Dilution Effects of Superheated Water Vapor
on Turbulent Premixed Flames at High Pressure and High Temperature. Proceedings of the
Combustion Institute, Volume 32, pp. 2607-2614.
Law, C. K., 2006. Combustion Physics. New York: Cambridge University Press.
Lefebvre, A., 1983. Gas Turbine Combustion. USA: Hemisphere Publishing Corporation.
Lefebvre, A., 1995. The Role of Fuel Preparation in Low-Emission Combustion. Journal of Engineering
for Gas Turbines and Power, Volume 117, pp. 617-654.
Levy, Y., 2005. Low-NOx Flameless Oxidation Combustor For High Efficiency Gas Turbines.
Comunidade Europeia, Bruxelas, Projecto nº NNE5-1999-20246.
Levy, Y., Sherbaum, V. & Arfi, P., 2004. Basic Thermodynamics of FLOXCOM, the Low-NOx Gas
Turbine Adiabatic Combustor. Applied Thermal Engineering, Volume 24, pp. 1593-1605.
Mardani, A., Tabejamaat, S. & Hassanpour, S., 2013. Numerical Study of CO and CO2 Formation in
CH4/H2 Blended Flame Under MILD Condition. Combustion and Flame, 160(9), pp. 1636-1649.
Melo, M., 2008. Desenvolvimento e Optimização de uma Câmara de Combustão de para Turbina a
Gás. Lisboa, Instituto Superior Técnico.
Melo, M., Sousa, J. & Costa, M., 2010. Flow and Combustion Characteristics of a Low-NOx Combustor
Model for Gas Turbines. Journal of Propulsion and Power, Volume 27, pp. 1212-1217.
Melo, M., Sousa, J., Costa, M. & Levy, Y., 2009. Experimental Investigation of a Novel Combustor
Model for Gas Turbine. Journal of Propulsion and Power, Volume 25, pp. 609-617.
Meunier, P., Costa, M. & Carvalho, M., 1998. On NOx Emissions from Turbulent Propane Diffusion
Flames. Combustion and Flame, Volume 112, pp. 221-230.
51
Miller, J. & Bowman, C., 1989. Mechanism and Modeling of Nitrogen Chemistry in Combustion.
Progress in Energy and Combustion Science, Volume 15, pp. 287-338.
Plessing, T., Peters, N. & Wunning, J., 1998. Laseroptical Investigation of Highly Preheated
Combustion With Strong Exhaust Gas Recirculation. Symposium on Combustion, Volume 27, pp.
3197-3204.
Quaresma, P., 2010. Efeito da Composição do Combustível no Desempenho de uma Câmara de
Combustão com Baixas Emissões de NOx para Aplicação a Turbinas a Gás. Lisboa: Instituto Superior
Técnico.
Rao, A., 2010. A New Combustion Methodology for Low Emisson Gas Turbine Engines. Proceedings of
the 8th International Symposium on High Temperature Air Combustion and Gasification, pp. 5-7 July.
Rebola, A., Costa, M. & Coelho, P. J., 2013. Experimental Evaluation of the Performance of a
Flameless Combustor. Applied Thermal Engineering, Volume 50, pp. 805-815.
Richard, J. et al., 2003. Chemical and Physical Effects of Water Vapor Addition on Diffusion Flames.
Fire Safety, Volume 38, pp. 569-587.
Rokke, N., Hustad, J., Sonju, O. & Williams, F., 1992. Scaling of Nitric Oxide Emissions from Buoyancy
Dominated Hydrocarbon Turbulent-Jet Diffusion Flames. Proceedings of the Combustion Institute,
Volume 24, pp. 385-393.
Sánchez, M., Cadavid, F. & Amell, A., 2013. Experimental Evaluation of a 20 kW Oxygen Enhanced
Self-Regenerative Burner Operated in Flameless Combustion Mode. Applied Energy, Volume 111, pp.
240-246.
Szegö, G., Dally, B. & Nathan, G., 2008. Scaling of NOx Emissions From a Laboratory-Scale Mild
Combustion Furnace. Combustion and Flame, Volume 154, pp. 281-295.
Szegö, G., Dally, B. & Nathan, G., 2009. Operational Characteristics of a Parallel Jet MILD Combustion
Burner System. Combustion and Flame, Volume 156, pp. 429-438.
Turns, S., 2000. An Introduction to Combustion - Concepts and Applications. 2nd ed. s.l.:McGraw-Hill.
Verissímo, A., 2011. Estudo Experimental de uma Câmara de Combustão Operando no Regime de
Combustão sem Chama Visível, Lisboa.
Veríssimo, A., Rocha, A. & Costa, M., 2011. Operational Combustion and Emission Characteristics of a
Small-Scale Combustor. Energy & Fuels, Volume 25, pp. 2469-2480.
Veríssimo, A., Rocha, A. & Costa, M., 2013. Experimental Study on the Influence of the Thermal Input
on the Reaction Zone under Flameless Oxidation Conditions. Fuel Processing Technology, Volume
106, pp. 423-428.
Veríssimo, A., Rocha, A. & Costa, M., 2013. Importance of the Inlet Air Velocity on the Establishment
of Flameless Combustion in a Laboratory Combustor. Experimental Thermal and Fluid Science,
Volume 44, pp. 75-81.
52
Wünning, J., 2003. FLOX - Flameless Combustion. Thermprocess Symposium.
Wünning, J. & Wünning, J.G., 1997. Flameless Oxidation to Reduce Thermal NO-formation.
Prog.Energy Combust. Sci, Volume 23, pp. 81-94.
Yu, Y., Gaofeng, W., Qizhao, L. & Ma Chengbiao, X. X., 2010. Flameless Combustion for Hydrogen
Containing Fuels. International Journal of Hydrogen Energy , Volume 35, pp. 2694-2697.
Zhenjun, C. & Tong, Z., 2012. Effects of CO2 Dilution on Methane Ignition in Moderate or Intense
Low-oxygen Dilution (MILD) combustion: A Numerical Study. Catalysis, Kinetics and Reaction
Engineering, Volume 20, pp. 701-709.
53
7. Anexos
7.1. Reação de Combustão de um Hidrocarboneto do Tipo CxHy
A reação química de um hidrocarboneto do tipo CxHy com um oxidante com proporções de O2, N2 e
H2O de X, Y e K, respectivamente, escreve-se da seguinte forma:
?@AB + �C + D4�E
F �FG� + HI� + JA�G�
→ C?G� + �D2 + KC + D
4L MEJF N�A�G + KC + D
4L EHF I� + �C + D
4��E − 1�G�
onde X, Y e K representam as percentagens da espécies químicas respetivas no oxidante. λ
representa o coeficiente de excesso de oxidante na reação.
7.2. Cálculo dos Caudais Utilizados nos Testes
Característica do combustível:
������ = �� ��������
Caudais de entrada:
�0.79I� + 0.21G�� + �I� + TA�G
A proporção desejada é um valor dado e é caracterizado pelos parâmetros X, Y e K.
Balanço O2:
F = 0.21 + � + T
Balanço N2:
H = 0.79 + � + � + T
Balanço H2O:
J = T + � + T
Balanço de massa à reação quimica:
+ � + T = 2.2685 ∗ ������ ∗ EF
54
Resolvendo este sistema encontra-se a seguinte solução para o problema:
T = JF ∗ 2.2685 ∗ ������ ∗ E
= 10.80 ∗ ������ ∗ E
� = 2.2685 ∗ ������ ∗ E M1F − J
F − 4.7619N
7.3. Cálculo da Eficiência da Combustão
A eficiência da combustão foi calculada de acordo com a seguinte equação (Quaresma,2010):
� = 1 − Y?Z[\Y?Z����
∗ ]Z[\ − Y?Z[^_Y?Z����
∗ ]Z [
7.4. Imagens do Regime de Combustão para Diferentes Condições
Figura 7.1 – Excesso de ar (λ) = 1,6 e %O2 = 14
55
Figura 7.2 – Excesso de ar (λ) = 1,8 e %O2 = 16
Figura 7.3 – Excesso de ar (λ) = 1,8 e % O2 = 18
56
Figura 7.4 – Excesso de ar (λ) = 1,4 e % O2 = 14