AQUATUBULAR: DEFEITOS DE FUNCIONAMENTO Luís F....

Vivências: Revista Eletrônica de Extensão da URI ISSN 1809-1636

Vivências. Vol. 10, N.18: p. 37-56, Maio/2014 37

ANÁLISE EM CFD DO PROCESSO DE COMBUSTÃO DE CARVÃO NUMA CALDEIRA AQUATUBULAR: DEFEITOS DE FUNCIONAMENTO

CFD Analysis of the combustion processes in a boiler: faulty operating conditions

Luís F. DONDONI Pedro L. BELLANI

Eduardo M. NADALETTI Leandro L. FELIPETTO Maria L. S. INDRUSIAK

Arthur B. BESKOW Cristiano V. da SILVA

RESUMO A dinâmica dos fluidos computacional - CFD - Computational Fluid Dynamics- é uma ferramenta válida para analisar processos complexos, como por exemplo, os que ocorrem no interior de caldeiras em usinas termelétricas. Códigos comerciais disponíveis são amplamente aplicados para simular condições de operação e identificar problemas de funcionamento. No presente trabalho um modelo numérico para prever a combustão de carvão com ar foi desenvolvido para estudar as condições de operação de uma caldeira aquatubular de uma usina termelétrica de 160 MW, a qual era presumivelmente defeituosa. As implicações do funcionamento defeituoso foram analisadas, com ênfase na transferência de calor e na formação do NOx, considerando dois diferentes modelos para prever a dependência espectral do coeficiente de absorção para a fase gasosa. Embora o caso simulado refira-se a uma condição de operação específica da caldeira, os resultados demonstram a capacidade da CFD como uma ferramenta de apoio à decisão.

Palavras Chave: Combustão de carvão; Dinâmica dos Fluidos Computacional, Usina Termelétrica. ABSTRACT Computational fluid dynamics (CFD) is a valuable tool to analyze complex processes such that occurring inside boilers of thermal power plants. Commercial codes currently available are widely applied to simulate operation conditions and to identify operational problems. In the present work a model was developed and validated and then was used to study an actual operational condition of a boilers of thermal power plants, which was presumably faulty. The implications of the faulty condition were analyzed, with emphasis on the wall heat transfer and NOx formation, considering two different spectral models to predict the spectral dependence of absorption coefficient for gas phase. Although the simulated case concerns a specific operational condition of a particular thermal power plant, the results demonstrate the capability of CFD as a decision support tool. Keywords: Coal Combustion, Computational Fluid Dynamic, Thermal Power Plant.



1. INTRODUÇÃO

Usinas termelétricas são largamente utilizadas em todo o mundo para atender a demanda de energia elétrica. No Brasil existem poucas destas usinas, apesar das grandes reservas de carvão presentes na região sul, fato este associado à “má fama” que se estabeleceu sobre a queima de carvão no processo. No entanto, novas tecnologias disponíveis em equipamentos modernos já difundidos no mundo podem garantir uma minimização do impacto ambiental causado, e reverter este rótulo e desmistificar o uso do carvão como fonte de energia, trazendo muitos empregos e riquezas para a região sul do Brasil. Recentemente, em função disto, o governo brasileiro autorizou no leilão de energia de 2013 uma parcela de participação para a geração termelétrica, apontando para novas oportunidades para o uso do carvão Brasileiro. Entretanto, as emissões decorrentes dos processos de combustão do carvão devem ser mais bem avaliadas e a eficiência do processo de queima deve ser sempre melhorada, tornando-o de fato uma alternativa razoável para integrar a matriz de energia elétrica do Brasil. Para tal, a dinâmica dos fluidos computacional se apresenta como uma ferramenta viável no desenvolvimento de estudos sobre os fenômenos que ocorrem na combustão em caldeiras de usinas termelétricas. Vários são os modelos de combustão já desenvolvidos e consolidados na literatura, muitos deles já disponíveis até mesmo em softwares comerciais. Porém, apenas alguns são capazes de lidar com a maioria dos fenômenos presentes nos processos de combustão na sua totalidade.

O propósito do presente estudo é o de analisar a condição de operação de um gerador de vapor de paredes d’água de uma central termelétrica a carvão pulverizado onde o selo d’água no fundo deste gerador apresenta vazamento de ar (ar adicional a temperatura ambiente entrando na caldeira). O valor desta quantidade de ar adicional foi avaliado e fornecido pelo departamento de operação da usina na qual o gerador de vapor se encontra. Os resultados foram comparados com a condição normal de operação, onde o vazamento de ar não existe e a quantidade total de ar é fornecida pelas entradas primária e secundária da caldeira. Dois modelos de radiação também foram adotados para predizer o efeito da dependência do comprimento de onda da fase gasosa: o modelo de gás cinza e o modelo de soma ponderada de gases cinza - WSGG (Weight Sum of Gray Gases), o qual usa os mesmos coeficientes de Taylor e Foster (1974). A primeira etapa do trabalho concentra-se na simulação do caso base (Caso A – condições normais de operação), isso para validar o modelo de combustão implementado no software aqui utilizado, o Ansys CFX v. 12.1. A seguir, a condição com vazamento de ar foi simulada – Caso B. Um caso hipotético, Caso C, também foi analisado, onde as mesmas quantidades de ar do vazamento no selo do gerador de vapor (Caso B) foram introduzidas nas entradas primária e secundária do ar de combustão deste equipamento (retirando o vazamento, mas mantendo a mesma quantidade de ar total do Caso B). Embora o caso simulado refira-se a uma condição operacional específica de uma usina termelétrica em particular, os resultados demonstram a capacidade do CFD como uma ferramenta de suporte à decisão.

2. REVISÃO DA LITERATURA E FUNDAMENTOS TEÓRICOS

Eaton et al. (1999) apresentaram uma revisão de modelos de combustão. Os modelos são geralmente baseados nas equações fundamentais de conservação de massa, energia, espécies químicas e quantidade de movimento, sendo que a turbulência é geralmente resolvida por modelos como o k-ε (Launder e Sharma, 1974) e k-ω (Menter, 1994), e os modelos de combustão são baseados na cinética de Arrhenius (Kuo, 1996; Turns, 2000) ou modelos de combustão rápida como o de Magnussen – EBU – Eddy Break-Up (Magnussen e Hjertager, 1976). A radiação térmica é tratada pelo método de ordenadas discretas para a solução da equação de transferência radiante -



Radiative Transfer Equation – RTE (Carvalho et al., 1991). Ainda, outros modelos para devolatização e combustão de combustíveis sólidos e líquidos, considerando emissão de poluentes como o NOx, também são avaliados. Em outro trabalho, Backreedy et al.(2006) apresentaram modelos químicos aplicáveis ao estudo de processos de combustão. A simulação para a formação do NOx é caracterizada como um processo de mecanismo triplo, normalmente simplificado como NO-fuel, NO-thermal e NO-prompt. Na mesma linha de estudo, Xu et al. (2000) empregaram um código em CFD para analisar o processo de combustão de carvão em uma caldeira de carvão pulverizado de 350 MW com 24 queimadores com promotores de vorticidade instalados na parede frontal da fornalha. Cinco casos diferentes com 100%, 95%, 85%, 70% e 50% da carga total da caldeira foram simulados. Comparações foram feitas obtendo-se uma boa concordância entre os resultados previstos e medidos na caldeira para todos os casos, assim, validando os modelos e algoritmos empregados nas simulações computacionais.

Vários autores vêm empregando códigos em CFD para estudos sobre arranjos de caldeiras, como caldeiras de carvão pulverizado com queimadores frontais, queimadores de baixo NOx (Kurose et al., 2004), variações das condições operacionais, como teor de umidade e tamanho da partícula de carvão (Bosoaga et al., 2006; Abbas et al.,1993). Choi e Kim (2009), usando o código FLUENT, em um estudo similar ao presente trabalho, simularam uma caldeira de 500 MW de carvão pulverizado com queimadores tangenciais. Kumar e Sahur (2007), também com código FLUENT, estudaram o efeito do ângulo de inclinação dos queimadores tangenciais em uma caldeira de 210 MW. Eles mostraram a influência do ângulo de inclinação no tempo de residência das partículas de carvão e consequentemente nos perfis de temperatura ao longo da caldeira. Seguindo a mesma linha, Asotani et al. (2008), também utilizando o código FLUENT, estudaram o comportamento da ignição de carvão pulverizado em uma caldeira de 40 MW. Os resultados para o carbono não queimado nas cinzas leves e para a temperatura de saída foram validados respectivamente pelos dados de operação e pelos parâmetros de projeto. Uma comparação qualitativa entre os resultados para temperatura e comportamento da ignição na proximidade dos queimadores foi feita, utilizando imagens de um sistema de câmera de alta temperatura.

Em outro trabalho, Higuera (2009) apresentou um estudo sobre a devolatização de uma partícula isolada de carvão movendo-se relativamente à vizinhança gasosa. A simulação numérica utilizou um modelo de reação para produzir a pirólise e assumiu que os voláteis liberados produziam uma chama de difusão infinitamente fina em torno das partículas. A temperatura das partículas foi assumida como uniforme e os efeitos do calor liberado pela pirólise, a resistência à transferência de massa intraparticular e a variação do raio da partícula foram negligenciados. Os efeitos da velocidade e tamanho da partícula e a variação de temperatura e de fração de massa de oxigênio na partícula e da temperatura da chama, o tempo de devolatização e a produção de voláteis leves e pesados também foram investigados. Park et al. (2010), através de um código em CFD, analisaram uma fornalha na usina de Youngheung na Coréia do Sul. Eles fizeram uma simulação sobre os efeitos da configuração do queimador e do SOFA (Separate Over-Fire Air), padrões de queima e misturas de carvão na eficiência do queimador e formação de poluentes, bem como a eficiência da combustão. O software Ansys CFX (Ansys Inc., 2004) foi utilizado para desenvolver o modelo CFD, o qual foi validado para uma condição operacional típica. Comparando os resultados simulados com os dados da planta da usina, uma boa concordância foi obtida, confirmando que o modelo acoplado tem a capacidade de contribuir significativamente para a otimização da operação da caldeira bem como atuar como uma ferramenta para a solução de problemas. Silva et al. (2010), também usando um código comercial de CFX (Ansys Inc., 2004), estudaram o comportamento da combustão de carvão pulverizado em uma caldeira de uma usina de 160 MW, localizada na região das reservas de carvão do Brasil, com o objetivo de simular as condições de operação e identificar possíveis fatores de ineficiência. Os resultados das simulações foram validados e indicaram que o



software utilizado é capaz de resolver este tipo de problema. É possível de se obter uma boa concordância entre dados experimentais e simulados, caracterizando o código como uma importante ferramenta para predizer diferentes situações de operação da caldeira e ainda para usá-lo no design do equipamento. Recentemente, Al-Abbas et al. (2012) desenvolveram um modelo em CFD para estudar a combustão de carvão marrom em uma caldeira de uma usina de 550 MW em Loy Yang A (Victoria, Austrália), com ar atmosférico (caso base) e três casos diferentes em processo de oxi-combustão. Os três casos foram os seguintes: 25%, 27% e 29% do volume de ar composto por O2. Resultados para as concentrações de espécies, distribuição de temperatura, campos de velocidade da fase gasosa, combustão de carvão, emissão de NOx e transferência de calor por radiação foram obtidos e comparados para todos os casos de combustão, obtendo-se uma boa concordância. Exemplos de aplicações do modelo de gás cinza podem ser encontrados em Vascellari e Cau (2012), onde os autores apresentaram a simulação de uma câmara de combustão industrial de queima de carvão pulverizado, testando alguns modelos de interação entre turbulência e cinética química.

3. OBJETIVOS

Este trabalho tem como objetivo modelar numericamente o processo de combustão de carvão pulverizado beneficiado CE3100 que ocorre no interior de uma caldeira. Três casos foram estudados e comparados, sendo que a principal diferença entre eles está na quantidade de ar de combustão. O Caso A, para condições normais de operação, Caso B apresentando defeitos de funcionamento e o Caso C com a mesma quantidade de ar do Caso B, porém, desconsiderando o defeito anteriormente citado. Dois modelos de radiação diferentes também foram adotados para comparações.

4. FORMULAÇÃO MATEMÁTICA

O estado estacionário de combustão de carvão bruto é considerado a fim de determinar a temperatura, concentração de espécies químicas e campos de velocidade para diversos componentes (mistura gasosa e partículas de carvão bruto), bem como estudar a influência dos parâmetros operacionais, como condições heterogêneas para o combustível e escoamento de ar no gerador de vapor durante a combustão. O conjunto de equações resolvidas pelo CFX compreende a conservação de massa, de quantidade de movimento, de energia e de espécies químicas, bem como as equações de estado para gases ideais. Uma descrição Euleriana para a fase fluida e um modelo de rastreamento Lagrangeano para as partículas de carvão foram adotados. O modelo k-ω foi aplicado para prever a turbulência presente no escoamento de gases.

A reação química completa do carvão bruto usada neste trabalho, incluindo dois processos de devolatização, é modelada de acordo com o esquema básico mostrado na Fig. 1. Como suposições básicas, considera-se que as frações mássicas de voláteis são 0,3636 de metano e 0,6364 de monóxido de carbono, e que o processo de combustão desses voláteis ocorre em taxas finitas. A oxidação de metano é modelada por duas etapas globais, dadas por:

2 +0,22 +3( +3,76 )→2 +4 +11,5 (1)



2 +1( +3,76 )→2 +3,76 (2)

onde a oxidação do monóxido de carbono é modelada pela segunda equação acima.

Figura 1. Esquema básico das reações químicas do carvão bruto.

O ar atmosférico é utilizado como oxidante e a formação do NOx é modelada pelos mecanismos de Zeldovich usando dois caminhos diferentes, o NO-thermal e o NO-prompt, onde o primeiro, predominante em temperaturas acima de 1800 K, é dado por três etapas de mecanismos de reação química:

+ → + (3)

+ → + (4)

Em condições quase estequiométricas, uma terceira reação também é usada:

+ → + (5) onde as taxas de reação química são previstas pelo modelo combinado de Eddy Breakup–Arrhenius.

O NO-prompt é formado em temperaturas inferiores a 1800 K, onde os radicais podem rapidamente reagir com o nitrogênio molecular para formar o HCN, o qual é oxidado e se transforma em NO sob condição de combustão. O mecanismo completo não é simples. Contudo, De Soete propôs uma taxa de reação simples para descrever a formação de NO pelo mecanismo de Fennimore, o qual é utilizado neste trabalho, e o modelo combinado Eddy Breakup–Arrhenius é usado para predizer esta taxa de reação química. Aqui, no processo de devolatização do carvão, é assumido que o nitrogênio do combustível é instantaneamente convertido em HCN. Deste modo, a oxidação do HCN para formação do NO é modelada como NO-fuel e NO-prompt por:

+ → + (6)

A oxidação do HCN para consumir o NO é:

+ → + (7)

A oxidação do HCO é modelada por:

+ 0,75 → + 0,5 (8)



e, para a re-queima do NO pelo gás do combustível CH4, tem-se:

+ 4 → + 2 + 2 (9) Equações de transporte dos escalares são resolvidas para velocidade, pressão,

temperatura e espécies químicas (Ansys Inc., 2004).

4.1 Conservação de Massa e de Espécies

Cada componente tem sua própria equação da média de Reynolds para conservação de massa, a qual, considerando escoamento estacionário e incompressível, pode ser escrita em notação tensorial como:

= - + (10)

onde e são a densidade média de massa do componente líquido i na mistura

e densidade média, respectivamente, x é a coordenada espacial, é o vetor da velocidade e é a

velocidade de massa média do componente fluido i. O termo representa a vazão mássica relativa e S é o termo fonte para a componente i o qual inclui os efeitos das reações químicas. Se todas as equações representadas pela Eq. (10) são adicionados componentes globais, e o termo fonte é prescrito como zero, o resultado é a equação da continuidade.

O termo de vazão mássica relativa conta para o movimento diferencial de componentes individuais. Nesse trabalho, este termo é modelado para o movimento relativo dos componentes da mistura e o principal efeito é o do gradiente de concentração. Portanto,

(11)

onde D é a difusidade cinemática. A fração mássica do componente i é definida como . Substituindo essas expressões na Eq. (10) e modelando os termos turbulentos escalares utilizando a hipótese de dissipação turbulenta, segue-se que:

= + (12) onde µ é a viscosidade turbulenta e Sc é o número de Schmidt turbulento. Nota-se que a soma dos componentes de frações mássicas com todos os componentes é igual a um.

4.2 Conservação da Quantidade de Movimento

Para o escoamento de fluido, a equação da conservação de movimento é dada por:

= - + + + u (13)



onde e µ são a mistura da viscosidade dinâmica, sendo µ definida como .

O termo é a pressão modificada, C, é uma constante empírica para o modelo de turbulência, sendo igual a 0,09, é o tempo médio de pressão da mistura gasosa e é a função delta de Kronecker. é o termo fonte, introduzido para modelar o empuxo e a força de arrasto devido ao transporte de partículas, e outros termos matemáticos devido aos modelos de turbulência. O modelo de Boussinesq é usado para representar a força de empuxo devido a variações de densidade e o k-ω é utilizado para prever a turbulência no escoamento (Menter, 1994).

4.3 Conservação de Energia

Considerando o transporte de energia devido a difusão de cada espécie química, a equação da energia pode ser escrita como (aqui o número de Lewis, Le, é considerado unitário):

= + + (14)

onde e são a entalpia média e o calor específico da mistura. O último é dado por

, onde e são o calor específico e a média da fração mássica das α-th espécies químicas, k é a condutividade térmica da mistura, Pr é o número de Prandtl, e e representam as fontes para energia térmica devido à transferência radiativa e as reações químicas. O termo pode ser escrito como:

= (15)

onde é a temperatura média da mistura, e são a entalpia de formação e a temperatura de referência das espécies químicas (α-th). Para completar o modelo, a densidade da mistura pode ser

obtida da equação do estado de um gás ideal (Kuo, 1996; Turns, 2000), , onde p é a pressão operacional da câmara de combustão, a qual foi atribuído como sendo de 1 atm, é a massa da mistura molecular e R é a constante universal do gás ideal. As equações acima mencionadas são válidas apenas no núcleo de turbulência, onde . Próximo à parede, a lei convencional logarítmica é utilizada (Nikuradse, 1933).

Para considerar a troca por radiação térmica no interior da câmara de combustão, o Modelo de Ordenadas Discretas DTR – Discret Transfer Radiation foi empregado (Carvalho et al., 1991), considerando-se que o espalhamento seja isotrópico. O efeito do comprimento de onda para dependência da fase gasosa foi considerado para dois modelos diferentes: o modelo de gás cinza, assumindo um coeficiente de absorção igual a 0,5 m-1, o modelo de soma ponderada de gases cinza WSGG – Weighted Sum of Gray Gases – desenvolvido por Hottel e Sarofim (1967), o qual utiliza os coeficientes obtidos por Taylor e Foster (1974). Para os coeficientes do WSGG, a dependência do comprimento de onda foi atribuída para frações de pressão parcial de 0,2; 0,1 e 0,7 para CO2,



H2O e N2, respectivamente, sendo o último considerado transparente para a radiação, como é habitual na combustão de combustíveis gasosos. Como as propriedades ópticas do carvão não são bem caracterizadas (Eaton et al., 1999), geralmente, como um ponto de partida para obter um método para calcular as propriedades radiativas deste material, as partículas são assumidas como sendo esféricas e homogêneas. Neste trabalho, a transferência de calor da mistura gasosa para as partículas, considera-se que as mesmas sejam corpos opacos e negros com emissividade igual a um, e a correlação Hanz-Marshall é usada para modelar o acoplamento de transferência de calor entre o escoamento da mistura gasosa e as partículas (Ansys Inc., 2004). De fato, a transferência de calor para as paredes de uma caldeira é principalmente devida a radiação, sendo que a transferência de calor convectiva tem apenas uma pequena contribuição (Xu et al., 2000). A transferência de calor nos bancos de tubos, os quais foram simulados como meios porosos, foi modelada por meio de coeficientes de sumidouro volumétricos representando a quantidade total de energia térmica transferida para o fluido de trabalho no interior dos tubos de cada banco. A queda de pressão devido ao banco de tubos foi também modelada assumindo-se coeficientes quadráticos direcionais de perda de carga para os meios porosos, calculados a partir da geometria do banco de tubos (Knudsen, 1958). Para as paredes uma emissividade constante e igual a 0,9 é prescrita (corpos rugosos e escuros devido à deposição de fuligem). Para a região dos trocadores de calor, considera-se que estes se comportem como corpos negros.

4.4 O Modelo de Reações Químicas

O modelo de redução de reações químicas utilizado neste trabalho assume taxas finitas de reações e um processo de estado estacionário de combustão turbulenta de voláteis, sendo este o E-A (Eddy Break-Up-Arrhenius).

4.5 A Decomposição do Carvão

Partículas de carvão pulverizado são tratadas neste trabalho como esferas não-interativas com reações internas, transferência de calor e acoplamento completo de massa, quantidade de movimento e energia com a fase gasosa. A combustão das partículas de carvão é um processo de dois estágios: a devolatização das partículas de carvão bruto seguida pela oxidação dos resíduos. A devolatização foi modelada com duas reações concorrentes (ver Fig. 1) a fim de lidar com a forte dependência da temperatura e da taxa de aquecimento do carvão betuminoso. As duas equações têm diferentes parâmetros de taxas e de rendimentos de voláteis. As frações de rendimento para a equação de menor temperatura foram obtidas por uma análise de aproximação e os valores para a equação de temperatura mais alta foram sugeridos por Li et al. (2003). O modelo adotado para a combustão completa calcula a velocidade da reação, tendo em conta a taxa de difusão de oxigênio no interior dos poros das partículas de carvão e sua pressão parcial na superfície das mesmas. (Kanury, 1975). O tamanho da partícula desempenha um papel importante no processo de combustão do carvão e é geralmente modelado como uma distribuição estatística como a desenvolvida por Rosin-Rammler (Brown, 1995), com os parâmetros ajustados para a análise de carvão pulverizado.

4.5.1 Devolatização do Carvão

A devolatização do carvão é modelada utilizando o modelo de taxa de Arrhenius em dois passos (Ubhayakar et al., 1976) no qual duas reações com diferentes parâmetros de taxa e rendimento de voláteis competem para produzir a pirólise de carvão bruto. A primeira reação predomina em partículas com baixa temperatura e tem um rendimento Y1 inferior ao rendimento Y2



da segunda reação, a qual predomina em temperaturas mais altas. Como resultado, os rendimentos finais dos voláteis vão depender do histórico de temperaturas da partícula, aumentando com o aumento da mesma, assim permanecendo com um valor entre Y1 e Y2. Neste modelo, a fração mássica de carvão bruto é especificada como a fração mássica de voláteis (aqui o metano e o monóxido de carbono, ver Fig. 1) uma vez que todos esses materiais podem ser convertidos para voláteis.

É assumido que a partícula de carvão consiste em massa de carvão bruto (), massa de carvão residual ( ) e, após ter ocorrido a devolatização, massa de cinza (A). As constantes de velocidade k1 e k2 das duas reações determinam a velocidade de conversão do carvão bruto:

= - (16)

A taxa de produção de compostos voláteis e a taxa de formação de carbono são dadas respectivamente por:

= (17)

= (18)

4.5.2 Oxidação do Char

A taxa de difusão do oxigênio é dada por ( - ), onde pg é a pressão parcial do oxigênio nos gases do forno longe da camada limite da partícula e pS é a pressão do oxigênio na

superfície da partícula. O valor de kd é dado por = , onde Rp é o

raio da partícula, Tp é a temperatura da partícula, é a temperatura média do campo gasoso, pA é a pressão atmosférica, Dref é a difusidade dinâmica e α é o expoente com valor de 0,75. A taxa de oxidação do char por unidade de área da superfície da partícula é dada por kcpS. O coeficiente de taxa química é dado por kc=Acexp(-Tc/Tp), onde os parâmetros Ac e Tc dependem do tipo de carvão.

A velocidade de reação global do char de uma partícula é dada por , e é controlada pela menor das duas taxas, kd e kc.

5. MATERIAL E MÉTODOS

Serão descritas a seguir as etapas de desenvolvimento e implementação da metodologia utilizada no presente trabalho, assim como a descrição do equipamento, o método numérico empregado, os parâmetros de malha, critérios de convergência e as condições de contorno empregadas na solução do problema.

5.1 Descrição da Caldeira

A caldeira em estudo é parte de uma planta de geração de energia à base de carvão



pulverizado, a qual opera em um ciclo de vapor subcrítico. A câmara de combustão com queima tangencial é de forma retangular com quatro queimadores em cada canto da câmara, criando assim, um grande vórtice ao longo do eixo vertical do gerador de vapor. O processo de vaporização ocorre principalmente nos tubos que cobrem as paredes da caldeira. Na metade superior estão os reaquecedores de calor, super-aquecedores e o banco de tubos do economizador. O segundo estágio da caldeira compreende um grande duto curvo e retangular, o primeiro banco de tubos do economizador e o aquecedor de ar regenerativo (Ljungström). De lá, os gases de combustão são direcionados através do precipitador eletrostático para a chaminé.

5.2 Método Numérico

Os campos de propriedades dentro da caldeira (velocidade, temperatura, pressões, concentrações, etc.) foram numericamente determinados com a utilização do software comercial Ansys CFX v. 12.1, o qual é baseado no método dos volumes finitos (Patankar, 1980). A power law foi selecionada para avaliar os fluxos na superfície do volume de controle e a função up-wind foi prescrita para o esquema de interpolação. O acoplamento velocidade-pressão foi resolvido pelo algoritmo SIMPLE (Patankar, 1980). Como as equações de conservação são não-lineares, fatores de relaxação foram utilizados para todas as equações de conservação e modelos adicionais.

5.3 Configurações de Malha e Critérios de Convergência

O domínio sob consideração compreende o primeiro estágio da caldeira: a câmara de combustão com os queimadores nos cantos e os trocadores de calor no topo. A entrada para o segundo estágio foi considerada como a saída do domínio em estudo. A discretização foi feita usando volumes tetraédricos. A altura da caldeira corresponde a apenas seis diâmetros equivalentes da mesma, portanto a camada limite, em todo o domínio, não é desenvolvida. Apesar disso, volumes prismáticos foram utilizados nas paredes para poder capturar o comportamento da camada limite. A malha utilizada tem aproximadamente 1,5x106 elementos de tamanhos diferentes, utilizando refinamento de malha nas regiões reativas próximas dos queimadores. O critério de convergência adotado foi o RMS – Roots Mean Square. Valores abaixo de 1x105 foram obtidos para todas as equações. O tempo de processamento para cada simulação foi de aproximadamente cinco dias, em uma estação de trabalho Double Zeon 2,66 GHz com 24 GB de memória RAM, com a técnica de processamento paralelo usando 8 processadores.

5.4 Condições de Contorno

A fim de verificar e validar o modelo de combustão, o caso A – condições normais de operação – foi simulado. As condições de contorno foram obtidas no trabalho de Silva et al. (2010) para os dados de projeto da caldeira. Para condições de falha na operação, os casos B e C foram simulados utilizando-se os dados diários de operação da caldeira, avaliados pela equipe da usina. Para os dois casos, as paredes da caldeira, as quais são cobertas com tubos de aço, são modeladas como paredes em aço bruto, com uma temperatura fixa de 673 K, que é a temperatura de saturação da água à pressão de trabalho da caldeira. O coeficiente de radiação térmica para as paredes foi definido como 0,9. Para cada caso, outros parâmetros foram considerados conforme segue.

5.5 Caso A - Condições Normais de Operação Conforme Dados de Projeto

Entrada: as condições de entrada são aquelas para a vazão de ar e carvão entrando no domínio pelos queimadores. As vazões mássicas de ar de combustão primário e secundário e para o



carvão pulverizado, foram definidas como sendo 79,5 kg/s, 100 kg/s e 50 kg/s, respectivamente, sem inclinação dos queimadores. As temperaturas para o ar primário e carvão, e ar secundário, foram definidas como 542 K e 600 K, respectivamente. O tamanho das partículas de carvão pulverizado, tipo CE 3100 (ver Tab. I), foi modelado por uma distribuição probabilística e limitado entre 50 µm e 200 µm. Tabela I. Composição química do carvão beneficiado CE 3100.

Carvão CE 3100 Espécies químicas Base seca Base

úmida Char 33,21% 27,74% Cinza 54,78% 45,76% Oxigênio 7,92% 6,62% Hidrogenio 2,34% 1,95% Enxofre 1,14% 0,95% Nitrogênio 0,61% 0,51% Humidade 0,00% 16,47%

Saída: foi estabelecido como saída do volume de controle modelado a passagem para o gás de combustão na parede lateral, próximo ao topo da caldeira, logo acima do trocador de calor ECO2, onde a pressão estática foi atribuída como sendo igual a -400 Pa. Para o modelo de radiação térmica foi considerada a temperatura local para o cálculo do coeficiente de absorção.

5.6 Caso B - Condições de Falha na Operação Conforme Dados de Operação

Entrada: as vazões mássicas de ar primário e secundário, bem como do o carvão pulverizado foram definidas como 60 kg/s, 96 kg/s e 44 kg/s, respectivamente, com os queimadores a um ângulo de inclinação para baixo de 15º, de acordo com os dados operacionais fornecidos pela equipe da usina. As temperaturas para o ar primário e carvão, e ar secundário foram definidas como sendo 542 K e 600 K, respectivamente. Foi adotada a mesma distribuição paramétrica de tamanho de partícula do carvão pulverizado do caso A. A entrada de ar pelo selo d’água (condição de falha na operação) foi estimada pela equipe da usina como sendo de 30 kg/s, sendo atribuída como condição de contorno na parte inferior da caldeira em estudo. A temperatura deste ar foi definida como 313 K.

Saída: na superfície de saída, similar ao caso A, a pressão estática foi definida como -116 Pa devido à entrada de ar na parte inferior da caldeira. Para o modelo de radiação térmica, novamente foi considerada a temperatura local para esta região.

5.7 Caso C - Condições Normais de Operação Conforme Dados de Operação

Entrada: neste caso, uma situação hipotética foi considerada para as condições de entrada. Aqui, o vazamento de ar do caso B, 30 kg/s, é agora somado com o ar de combustão que entra pelos queimadores. Assim, as vazões mássicas de ar primário, secundário e de carvão pulverizado foram definidas como 71,7 kg/s, 114,3 kg/s e 44 kg/s, respectivamente, com os queimadores a um ângulo de inclinação para baixo de 15º. As temperaturas do ar primário e do carvão, e a temperatura do ar secundário foram definidas como 542 K e 600 K, respectivamente. A mesma distribuição de tamanho para as partículas de carvão pulverizado do caso A foi utilizada.

Saída: na superfície de saída, similar aos casos A e B, a pressão estática foi definida



como -400 Pa. Novamente, foi considerada a temperatura local para calcular a radiação térmica.

6. RESULTADOS E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS

A análise do comportamento do escoamento, campo de temperaturas e troca de calor nas paredes foram feitas para os seguintes casos:

A – condições normais – condições de projeto (Silva et al., 2010); B – condições de falha na operação – com o valor do vazamento de ar estimado pela

equipe da usina; C – condições normais – com o valor prescrito como vazamento de ar do caso B

agora adicionado ao ar primário e secundário que entra no processo de combustão pelos queimadores.

O caso A representa a situação onde dados do projeto foram usados para verificar e validar o modelo de combustão para posterior comparação com dados experimentais. Os resultados obtidos através de simulações numéricas foram apresentados em Silva et al. (2010). Contudo, para efeitos de comparação com dados experimentais, deve-se considerar algum desvio porque a caldeira já possui desgastes e pequenas fugas de ar, bem como limitações para obtenção dos valores medidos. Os resultados apresentados por Silva et al. (2010) não consideram no modelo de combustão o mecanismo NO-fuel, e o efeito da dependência do comprimento de onda na fase gasosa não foi previsto, assumindo o modelo de gás cinza. A Tab. II apresenta os valores globais para temperatura e concentrações de espécies químicas na região de saída da caldeira para todos os casos estudados neste trabalho. Analisando a tabela é possível verificar que a simulação utilizando o WSGG para o caso A, apresenta resultados melhores do que os casos utilizando o modelo de gás cinza. Também, a inclusão do mecanismo NO-fuel no modelo de combustão acarretou uma significativa melhora nos resultados, aproximando-os com os dados experimentais, principalmente para NOx e CO.

Tabela II. Principais parâmetros de controle usados para comparar e validar os resultados.

Taxa de transferência de calor [kW/m 2]

Temperatura dos gases na saída [oC]

%O2

%CO2

CH4 (ppm)

CO (ppm)

NOx (ppm)

Caso A – Dados experimentais1 - 414 6,5 13,2 - 58 168

Caso A – Gás cinza sem NO-Fuel1

177 484 4,4 20,8 - 0,7 8,53

Caso A – Gás cinza com NO-Fuel

126 381 3,2 21,9 0,29 66 61

Caso A - WSGGM – Coeficientes de Taylor e Foster (1974)

161 404 3,2 22,0 0,27 50 97

Caso B – Gás cinza com NO-Fuel

143 486 4,5 20,8 0,06 1,28 113

Caso B - WSGGM – Coeficientes de Taylor e Foster (1974)

166 555 4,5 20,8 0,06 0,8 156

Caso C – Gás cinza com NO-Fuel

145 485 4,3 21 0,06 1,16 120

Caso C - WSGGM – Coeficientes de Taylor e Foster

171 553 4,3 21 0,06 0,8 158



1-Dados obtidos em Silva et al. (2010). A Fig. 2-a mostra o campo de temperaturas em um plano transversal vertical

posicionado na diagonal dentro da caldeira (de um canto com queimadores até o canto oposto) para o caso A, considerando o modelo de gás cinza e o WSGG. Observando a figura, é possível constatar que os níveis de temperatura para ambos os casos espectrais de radiação são os mesmos, variando de 500 K até 2000 K, ao passo que as maiores temperaturas ocorrem na zona reativa na câmara de combustão. Quando o espectro de absorção dos gases de combustão dado pelo modelo WSGG foi considerado, o gradiente de temperaturas não é tão alto comparado ao caso que utiliza o modelo de gás cinza. Isto se deve ao fato de que o WSGG gera um transporte de energia por radiação mais realístico e, assim, um campo de radiação mais uniforme incide nas paredes da caldeira, como se observa na Fig. 2-b.

(a) (b)

Figura 2. (a) Campo de temperatura em um plano vertical transversal no interior da caldeira para o caso A: modelo de gás cinza WSGG. (b) Campo de radiação incidente em um plano vertical transversal no interior da caldeira para o caso A: modelo de gás cinza; WSGG.

Os dados fornecidos pela equipe da usina também são a base dos casos B e C, os quais se distinguem apenas pelas condições de entrada do ar. De fato, a fuga de ar definida para o selo d’água no caso B é adicionada ao ar primário e secundário no caso C. Para o caso B, o ar frio entrando pelo selo cria um escoamento de ar ascendente que flui principalmente ao longo do eixo vertical da caldeira.

A Fig. 3 mostra, para o caso B, as linhas de corrente devido à fuga de ar. Também, nessa figura, são apresentadas, para um plano horizontal transversal para a primeira e última linha de queimadores, as concentrações de O2, N2 e HCN, juntamente com os campos de temperatura. Observando as linhas de corrente da Fig. 3, é possível notar que o ar entrando na região do selo forma um escoamento central vertical secundário para cima, até o topo da caldeira, atravessando a zona de combustão, produzindo uma queda de temperatura e aumentando a concentração de oxigênio. Devido às forças centrífugas do vórtice central, à concentração de oxigênio nas periferias deste vórtice ao longo do escoamento secundário ascendente, o qual possui alta concentração de HCN (ver Fig. 7) e, pela Eq. (6), o mecanismo NO-fuel produz as maiores concentrações de NO na caldeira, como também é mostrado na Fig. 8.



A Fig. 4 mostra a perturbação do escoamento a partir dos queimadores (ar primário e secundário) dentro da caldeira devido à ação do ar vindo do selo d’água, para o caso B, comparado ao caso C. A escala em cinza representa a magnitude da velocidade. Apesar da inclinação dos queimadores de 15º para baixo, presente em ambos os casos, o vórtice do escoamento reativo evolui diretamente para o topo da caldeira para o caso B, assim reduzindo o tempo de residência das partículas de carvão na zona reativa. A caldeira operando nestas condições apresenta uma quantidade elevada de carbono nas cinzas, de acordo com a informação fornecida pela equipe de manutenção. Isto pode ser explicado pelo tempo de residência insuficiente, devido ao escoamento de ar frio ascendente. A quantidade de ar entrando pelo selo reduz a temperatura na caldeira, principalmente no fundo da mesma, devido à baixa temperatura de entrada. Contudo, como é mostrado na Tab. II, este escoamento de ar frio a uma temperatura de 313 K tem pouco efeito no processo de combustão quando comparado ao caso C, onde a mesma quantidade de ar entra nos alimentadores primários e secundários, a uma temperatura de 542 K e 600 K, respectivamente. A Fig. 5 mostra a distribuição de temperatura no mesmo plano transversal da Fig. 2-a.

Figura 3. Linhas de corrente do escoamento vindo do vazamento no selo d’água para o caso B; A escala cinza das linhas de corrente representa a temperatura. Detalhes à esquerda, para o nível superior de queimadores: (b) fração mássica de N2; (c) fração mássica de HCN; (d) fração mássica de O2; (e) Campo de temperaturas. Detalhes a direita, para o nível inferior de queimadores: (f) fração mássica de N2; (g) fração mássica de HCN; (h) fração mássica de O2; (i) campo de



temperaturas.

Figura 4. Linhas de corrente do escoamento partindo dos queimadores em um dos cantos: (a) caso B; (b) caso C.

Figura 5. Distribuição de temperatura no interior da caldeira. (plano diagonal): (a) caso B; (b) caso C.

A Fig. 6 mostra o fluxo total de calor (modos convectivo e radiativo) através das paredes da caldeira para uma vista isométrica. Existem três regiões principais de transferência de calor: a região reativa, onde a temperatura é maior e uma quantidade maior de calor é transferida para a água saturada dentro dos tubos, principalmente por radiação; uma região superior, onde a temperatura dos gases de combustão e das partículas de cinza é menor e o principal mecanismo de transferência é a convecção no banco de tubos e, em menor relevância, nas paredes; e uma terceira região, no fundo da caldeira. O caso C apresenta uma distribuição do fluxo de calor similar ao caso B, exceto pela região do selo, onde as menores temperaturas reduzem a radiação.



Figura 6. Fluxo de calor nas paredes: (a) caso B; (b) caso C.

Uma consideração deve ser feita para o último resultado: a fuga de ar foi uma estimativa aproximada. O caso B pode estar superestimado, pois a fuga de ar foi considerada somente para o selo d’água e outros possíveis pontos de vazamento (ex. aquecedor de ar regenerativo) não foram considerados. Levando em conta que a temperatura do ar ambiente na vizinhança da caldeira foi estimada em 313 K (temperatura ambiente de verão de 24ºC mais um acréscimo de temperatura nas proximidades da caldeira), a situação poderia ser um pouco pior no inverno, quando a temperatura ambiental média é de aproximadamente 12ºC.

A influência do vazamento na formação do NOx também foi avaliada. O principal fator controlando os mecanismos de formação foi o NO-fuel o qual, em altas temperaturas, turbulência e relativa abundância de oxigênio, produz a maior parte das emissões de NOx geradas no processo. A Fig. 7 mostra a região de formação de NOx o qual é correlacionado com as concentrações de oxigênio e de HCN nas regiões reativas, como se observa nas Figs. 7-c e 7-d. Observando as Figs. 7-a, 7-c e 7-d, casos B e C, é possível verificar que o vazamento de ar produz uma elevada concentração de oxigênio na parte inferior, em associação com a inclinação dos queimadores e o HCN produzido pelo nitrogênio do combustível, criou uma zona com NOx, não verificada no caso C. A quantidade total de NOx produzida foi mostrada na Tab. II para cada caso, onde os valores globais da concentração deste na região de saída foram praticamente iguais entre os casos B e C. Para estes casos, apesar das diferenças entre as entradas de ar e suas temperaturas, a vazão mássica total é a mesma e a região onde as maiores taxas de reação ocorrem é também a mesma para ambos os casos (acima da região dos queimadores, como mostra a Fig. 7-a).



Figura 7. Fração mássica: (a) NOx; (b) HCO; (c) O2 e (d) HCN. Lado esquerdo: caso B; Lado direito; caso C.

A Fig. 8 mostra a comparação entre a fração mássica de NOx em alguns planos transversais horizontais dentro da caldeira para os casos B e C. Nos dois casos, um considerável excesso de ar foi atribuído, introduzindo no processo de combustão elevadas quantidades de oxigênio e nitrogênio que, em associação com valores elevados de temperatura e turbulência, reagem para produzir o NOx. Este mecanismo em conjunto com o HCN originado a partir do nitrogênio presente no combustível, é responsável pelos altos valores de NOx no processo. Observa-se que o vazamento de ar a partir do fundo empurra para cima o HCN produzido na região dos queimadores, onde este é também oxidado para formar HCO e NOx no topo da caldeira, como também ocorre no caso C.

Figura 8. Fração mássica de NOx em alguns planos transversais horizontais.



7. CONCLUSÕES

Através de um código comercial de CFD, um modelo numérico de uma caldeira de uma usina termelétrica foi utilizado para analisar o comportamento da mesma sob condições de falha na operação. O objetivo do trabalho foi verificar e validar o modelo de combustão implementado e compreender os processos complexos que ocorrem dentro da caldeira em questão e, consequentemente, as causas da falha. Alguns resultados foram apresentados e discutidos. Os campos de temperatura e velocidade estão em concordância com o comportamento esperado da câmara de combustão analisada.

O estudo simulou a operação da caldeira sob condições onde ar a temperatura ambiente entra na câmara através do selo d’água como um vazamento, afetando assim, a dinâmica do escoamento no equipamento. O vazamento criou um escoamento ascendente distinto no centro da caldeira, seguindo o eixo vertical. Os resultados reforçam o papel conjunto do nitrogênio do combustível, temperatura e turbulência nos mecanismos de formação do NOx. A simulação da produção do NOx por meio de três mecanismos (thermal, fuel e prompt) aponta a influência da alta temperatura e da concentração de oxigênio em associação com o nitrogênio do combustível no processo, principalmente para o mecanismo NO-fuel.

O código mostra boa sensibilidade a variações nas condições de entrada e de contorno e isto será explorado na sequência do trabalho para estudar o desempenho da caldeira em condições de operação de carga parcial e também a influência de diferentes condições dos queimadores, como inclinação vertical ou uma injeção de ar secundária escalonada. Também, diferentes tipos de carvão brasileiros devem ser analisados para verificar melhores possibilidades para a queima deste combustível nessa caldeira.

8. REFERÊNCIAS

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