UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ...
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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ DEPARTAMENTO ACADÊMICO DE MECÂNICA ENGENHARIA MECÂNICA RELANDER MARTINS ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO PONTA GROSSA 2014
Transcript of UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ...
UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
DEPARTAMENTO ACADÊMICO DE MECÂNICA
ENGENHARIA MECÂNICA
RELANDER MARTINS
ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE
CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE
TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO
PONTA GROSSA
2014
RELANDER MARTINS
ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE
CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado como requisito parcial à obtenção do título de Bacharel em Engenharia Mecânica, do Departamento Acadêmico de Mecânica, da Universidade Tecnológica Federal do Paraná.
Orientador: Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne
PONTA GROSSA
2014
Ministério da Educação Universidade Tecnológica Federal do Paraná
Campus Ponta Grossa Diretoria de Graduação e Educação Profissional
Departamento Acadêmico de Mecânica Bacharelado em Engenharia Mecânica
TERMO DE APROVAÇÃO
ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE
CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE
por
RELANDER MARTINS
Este Trabalho de Conclusão de Curso foi apresentado em 13 de fevereiro de 2014
como requisito parcial para a obtenção do título de Bacharel em Engenharia
Mecânica. O candidato foi arguido pela Banca Examinadora composta pelos
professores abaixo assinados. Após deliberação, a Banca Examinadora considerou
o trabalho aprovado.
________________________________________ Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne
Orientador
________________________________________ Prof. Dr. Luiz Eduardo Melo Lima
Membro Titular
________________________________________ Profa. Dra. Maria Regina Parise
Membro Titular
______________________________ ______________________________ Prof. Dr. Luiz Eduardo Melo Lima Prof. Dr. Thiago Antonini Alves
Responsável pelos Trabalhos de Conclusão de Curso
Coordenador do Curso de Engenharia Mecânica
AGRADECIMENTOS
Gostaria de agradecer a todos que de alguma forma contribuíram para
a realização desse trabalho, de modo especial:
Ao Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne que me orientou, ensinou e
ajudou em todos os momentos, sempre com muita dedicação e sabedoria, e
esteve sempre disponível para esclarecer dúvidas e mostrar o caminho a
seguir.
Ao Prof. Dr. Ivanir Luiz de Oliveira que deixou disponível o Laboratório
de Fundição (CETEM) para a realização dos testes experimentais.
À Carbonífera Cambuí Ltda/PR pela doação do carvão mineral para ser
utilizado nos testes experimentais.
Ao SENAI de Ponta Grossa que peneirou a areia a ser utilizada nos
testes experimentais.
Ao colega Adinaldo Valaszek que sempre ajudou nos testes
experimentais e na adequação da matéria-prima.
Ao colega Andrel de Souza Pecete que colaborou na adequação da
matéria-prima para a realização dos testes experimentais.
Aos professores do curso de Engenharia Mecânica, da Universidade
Tecnológica Federal do Paraná, campus Ponta Grossa, que tornaram possível
a realização dessa conquista.
À minha família e amigos, que sempre incentivaram e deram apoio em
todos os momentos dessa jornada.
A Deus, que sempre está comigo, dando força e me protegendo todos
os dias.
Aos demais, não mencionados, porém também importantes, que
colaboraram de forma direta ou indireta e estiveram presentes nessa conquista.
RESUMO
MARTINS, Relander. Estudo experimental da fluidodinâmica a frio de partículas de carvão mineral e areia em leito fluidizado circulante. 2014. 103f. Trabalho de Conclusão de Curso (Bacharelado Engenharia Mecânica) - Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Ponta Grossa, 2014.
Sistemas de leito fluidizado circulante representam uma tecnologia amplamente difundida em países desenvolvidos, com a qual se pode melhorar o aproveitamento de recursos energéticos em processos de conversão termoquímica, tais como combustão, gaseificação e pirólise. Entre os combustíveis com elevado potencial de aplicação neste sistema, tem-se o carvão mineral, um recurso relativamente pouco utilizado no Brasil em virtude das suas propriedades físico-químicas, disponibilidade concentrada apenas na região sul e o atraso na implantação de tecnologias mais modernas capazes de proporcionar uma combustão mais eficiente e com menor impacto ambiental. Na tarefa de otimizar o processo de combustão é essencial conhecer, mesmo em condições a frio, o comportamento fluidodinâmico da mistura gás-sólido no interior do sistema, uma vez que este determina as características dos fenômenos de transferência de calor e de massa durante a conversão do combustível. Assim, o presente trabalho analisou os perfis da perda de pressão a frio de um leito fluidizado de escala laboratorial, alimentado com partículas de carvão mineral e areia quartzosa sob várias situações de operação. Um planejamento fatorial 22 em duplicata foi utilizado nos testes experimentais, totalizando oito testes, tendo como fatores controlados o inventário total de sólidos com os níveis de 3,5 kg e 5 kg e a relação mássica de mistura nos níveis de 5% e 10%. Durante os testes, a velocidade de fluidização foi mantida em 4 m/s na base do riser. Os resultados experimentais são comparados com simulações realizadas a partir de um modelo matemático semi-empírico desenvolvido em trabalhos anteriores, utilizando o software EES®. Operando o sistema com 5 kg foi verificado que o aumento da relação de mistura provoca um aumento da pressão estática no circuito, devido ao maior atrito das partículas sólidas com as paredes do sistema. Já para o inventário de sólidos de 3,5 kg, o efeito verificado na pressão estática pelo acréscimo da relação mássica de mistura foi menos evidente. O desvio obtido entre os resultados experimentais e os simulados no modelo foi considerado aceitável em todos os componentes, apresentando valores inferiores a 10% na região da válvula L. Adicionalmente, ao inserir um transdutor de pressão de resposta rápida na região inferior do riser foi avaliada a flutuação de pressão em função do tempo, obtendo-se também resultados consistentes. Uma análise estatística foi realizada com os dados de pressão obtidos pelo transdutor, a fim de estabelecer a magnitude e a relevância dos efeitos provocados pelas variáveis controladas.
Palavras-chave: Carvão mineral, leito fluidizado circulante, fluidodinâmica, escoamento gás-sólido.
ABSTRACT
MARTINS, Relander. Experimental study of the cold fluid dynamics of mineral coal and sand particles in circulating fluidized bed. 2014. 103f. Trabalho de Conclusão de Curso (Bacharelado em Engenharia Mecânica) - Federal University of Technology - Parana. Ponta Grossa, 2014.
Circulating fluidized bed systems represent a technology widespread in developed countries, which can improve the utilization of energetic resources in thermochemical conversion processes, such as combustion, gasification and pyrolysis. Mineral coal is among the fuels with high potential of application in this system. However, in Brazil, using mineral coal is limited due to its physicochemical properties, availability just concentrated in the south region and delay in the deployment of modern technologies, that could provide a more efficient combustion with less environmental impact. For optimizing the combustion process in fast bed systems, it is always necessary to know the fluid dynamics behavior of the gas-solid mixture, even in cold conditions, once it determines the characteristics of the phenomena of heat and mass transfer during the fuel conversion. The present work analyzes the pressure drop profile in cold conditions of a circulating fluidized bed in bench scale, which was fed with mixtures of mineral coal particles and quartz sand under various operating conditions. A factorial planning 22 with replications was utilized for programming the eight experimental tests, which had as controlled factors the total inventory of solids at levels of 3,5 kg and 5 kg and the mass mixing ratio at levels of 5% and 10%. During the tests, the fluidizing velocity was maintained in 4 m/s at the riser base. The experimental tests are compared with simulations obtained from a semi-empiric mathematical model developed in previous works in the EES® software. Results showed that operating the system with 5 kg and increasing the mixture ratio causes an increase in static pressure in the loop, due to the high friction of the particles with the system walls. On the other hand, when used a solids inventory of 3,5 kg, the effect checked in static pressure for increasing of the mixing ratio was less evident. The deviation obtained between experimental results and simulated in the model was considered acceptable in all components, showing values below 10% in the valve L region. Additionally, when a rapid response transducer was inserted in the lower region of the riser the pressure fluctuation in function of the time showed satisfactory results also. A statistical analysis was performed for the pressure data obtained from the transducer in order to determine the magnitude and relevance of the effects caused by the controlled variables.
Keywords: Mineral coal, circulating fluidized bed, fluid dynamics, gas-solid flow.
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1 - ESQUEMA SIMPLIFICADO DE UMA CALDEIRA DE LEITO FLUIDIZADO
CIRCULANTE. ................................................................................................ 27
FIGURA 2 - DIAGRAMA SIMPLIFICADO DE CLASSIFICAÇÃO DE PARTÍCULAS PARA
FLUIDIZAÇÃO GÁS-SÓLIDO. ............................................................................ 29
FIGURA 3 - REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO EM SISTEMAS DE LEITO FLUIDIZADO. .............. 34
FIGURA 4 - DIAGRAMA DOS REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO EM FUNÇÃO DA VELOCIDADE
RELATIVA GÁS-PARTÍCULA. ............................................................................ 35
FIGURA 5 - (A) E (B) EFEITO DA VELOCIDADE SUPERFICIAL DO GÁS E DO FLUXO DE
RECIRCULAÇÃO DOS SÓLIDOS PARA A FRAÇÃO DE VAZIO AO LONGO DO EIXO
VERTICAL DE UM RISER. (A) E (C) EFEITO DO INVENTÁRIO DE PARTÍCULAS NO
STANDPIPE PARA ESTUDO DA POROSIDADE NO RISER. ...................................... 37
FIGURA 6 – PERFIL AXIAL DA POROSIDADE DO LEITO OPERANDO COM PARTÍCULAS DE
FCC PARA DIFERENTES INVENTÁRIOS DE SÓLIDOS. ......................................... 38
FIGURA 7 - (A) PERFIL DE POROSIDADE E DISTÂNCIA DO EIXO CENTRAL; (B)
VELOCIDADE DE PARTÍCULAS E DISTÂNCIA NA DIREÇÃO RADIAL. ........................ 39
FIGURA 8 - PERFIL DE PRESSÃO NO “LOOP” DE UM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE. ... 39
FIGURA 9 - FLUIDIZAÇÃO DE UMA MISTURA DE DOIS COMPONENTES. ........................ 43
FIGURA 10 – DIMENSÕES PRINCIPAIS DO CIRCUITO DE FLUIDIZAÇÃO. ....................... 46
FIGURA 11 – ESQUEMA DO CIRCUITO DE FLUIDIZAÇÃO. .......................................... 47
FIGURA 12 – ESQUEMA DO CICLONE DO CIRCUITO DE LFC. .................................... 49
FIGURA 13- DIAGRAMA ESQUEMÁTICO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO NO EES. .......... 82
LISTA DE FOTOGRAFIAS
FOTOGRAFIA 1 – VISTA GERAL DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA A FRIO. ............ 45
FOTOGRAFIA 2 - DISPOSITIVO CÔNICO INFERIOR ACOPLADO AO RISER. .................... 48
FOTOGRAFIA 3 - CICLONE SEPARADOR DE SÓLIDOS. .............................................. 50
FOTOGRAFIA 4 – FILTRO DE MANGAS. ................................................................... 50
FOTOGRAFIA 5 - VÁLVULA DE RETORNO DE SÓLIDOS DO TIPO "L". ........................... 51
FOTOGRAFIA 6 - SISTEMA DE FORNECIMENTO DE AR DE FLUIDIZAÇÃO. ..................... 52
FOTOGRAFIA 7 - POSICIONAMENTO DA PLACA DE ORIFÍCIO ENTRE FLANGES. ............ 53
FOTOGRAFIA 8 - CONFIGURAÇÃO DA LINHA DE AR DE AERAÇÃO. .............................. 54
FOTOGRAFIA 9 - PAINEL DE MANÔMETROS DO TIPO U, JUNTAMENTE COM O SISTEMA DE
AERAÇÃO. .................................................................................................... 55
FOTOGRAFIA 10 – COMPONENTES DO SISTEMA DE AQUISIÇÃO DE DADOS COM
TRANSDUTOR DE PRESSÃO. ........................................................................... 56
FOTOGRAFIA 11 - TERMORESISTOR PT-100 E INDICADOR DE TEMPERATURA. .......... 56
LISTA DE GRÁFICOS
GRÁFICO 1 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE SÓLIDOS DE 3,5 KG E
RELAÇÃO DE MISTURA VARIÁVEL. ................................................................... 69
GRÁFICO 2 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE SÓLIDOS DE 5 KG E
RELAÇÃO DE MISTURA VARIÁVEL. ................................................................... 70
GRÁFICO 3 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 5 % E
INVENTÁRIO DE SÓLIDOS VARIÁVEL. ................................................................ 71
GRÁFICO 4 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 10 %
E INVENTÁRIO DE SÓLIDOS VARIÁVEL. ............................................................. 72
GRÁFICO 5 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM
INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10%. ....................... 74
GRÁFICO 6 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM
INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 5%. ......................... 74
GRÁFICO 7 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM
INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 3,5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10%. .................... 75
GRÁFICO 8 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM
INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 3,5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 5%. ...................... 76
GRÁFICO 9 – MÉDIA E DESVIO PADRÃO DA PRESSÃO ESTÁTICA NA TOMADA DE
PRESSÃO RS-01 PARA OS OITO TESTES EXPERIMENTAIS, COM A UTILIZAÇÃO DO
TRANSDUTOR DE PRESSÃO. ........................................................................... 77
GRÁFICO 10 – DIAGRAMA DE PARETO PARA ANÁLISE DA VARIÁVEL MÉDIA DE PRESSÃO
ESTÁTICA EM RS-01. EFEITO PADRONIZADO. .................................................. 78
GRÁFICO 11 – SUPERFÍCIE DE RESPOSTA PARA A MÉDIA DE PRESSÃO ESTÁTICA EM
RS-01. ........................................................................................................ 79
GRÁFICO 12 – DIAGRAMA DE PARETO PARA ANÁLISE DO DESVIO PADRÃO DE PRESSÃO
ESTÁTICA EM RS-01. EFEITO PADRONIZADO. .................................................. 80
GRÁFICO 13 – SUPERFÍCIE DE RESPOSTA PARA O DESVIO PADRÃO DE PRESSÃO
ESTÁTICA EM RS-01. .................................................................................... 81
GRÁFICO 14 - INVENTÁRIO DE SÓLIDOS FIXO EM 3,5 KG, COM RELAÇÃO MÁSSICA DE 5%
(A) E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% (B).......................................................... 83
GRÁFICO 15 - INVENTÁRIO DE SÓLIDOS FIXO EM 5 KG, COM RELAÇÃO MÁSSICA DE 5%
(A) E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% (B).......................................................... 84
GRÁFICO 16 – COMPARAÇÃO DO PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE
SÓLIDOS DE 5 KG RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 5 % COM CARVÃO E
SERRAGEM E SOMENTE CARVÃO. ................................................................... 85
LISTA DE TABELAS
TABELA 1 - CLASSIFICAÇÃO DO CARVÃO MINERAL. ................................................. 24
TABELA 2 - CARACTERÍSTICAS DISTINTIVAS DOS QUATRO GRUPOS DE PARTÍCULAS
SEGUNDO GELDART. ..................................................................................... 30
TABELA 3 - ESFERICIDADE DE ALGUNS MATERIAIS. ................................................. 33
TABELA 4 – PROPRIEDADES DAS PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO .................. 58
TABELA 5 - DIMENSÕES DO LFC IMPOSTAS AO MODELO FLUIDODINÂMICO. ............... 59
TABELA 6 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO
CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE RISER. ........................... 60
TABELA 7 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO
CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE STANDPIPE E VÁLVULA L.. 60
TABELA 8 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO
CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE CICLONE. ....................... 61
TABELA 9 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO
CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE BALANÇO DE PRESSÃO E
INVENTÁRIO. ................................................................................................ 62
TABELA 10 - MATRIZ DE PLANEJAMENTO DOS EXPERIMENTOS. ................................ 63
TABELA 11 - COEFICIENTES DE CONTRASTE ENTRE AS VARIÁVEIS. .......................... 64
LISTA DE ABREVIATURAS
BL Bloco
CO Compressor
PO-J Tomada de pressão a jusante da placa de orifício
PO-M Tomada de pressão a montante da placa de orifício
PU Poliuretano
RS Tomada de pressão do riser
SO Soprador
SP Tomada de pressão do standpipe
VA Válvula agulha
VA-D Válvula diafragma
VA-G Válvula gaveta
VA-E Válvula esfera
VAL-L Tomada de pressão da válvula L
VL Válvula L (SIGLA)
VL-V Perna vertical da válvula L
VL-H Perna horizontal da válvula L
VRP Válvula reguladora de pressão
ROT Rotâmetro
LISTA DE SIGLAS
EES Engineering equation solver
FCC Fluid catalytic cracking
LFC Leito fluidizado circulante
LFR Leito fluidizado rápido
PCI Poder calorífico inferior
PVC Cloreto de polivinila
UFRAF Unidade de fluidização rápida a frio
LISTA DE SÍMBOLOS
a Maior intercepto (comprimento do sólido) [m]
ad Coeficiente de decaimento da porosidade do leito
Ar Número de Arquimedes [-]
Arvl Número de Arquimedes para a válvula L [-]
Asit Área interna total do ciclone [m2]
Aw Área superficial interna de clarificação [m2]
Ac Parâmetro geométrico ciclone [m]
B Parâmetro geométrico ciclone [m]
b Maior intercepto normal a “a” (espessura do sólido) [m]
c Maior intercepto normal a “a” e “b” (largura do sólido) [m]
Ce Concentração de sólidos na suspensão gás partícula [-]
Clim Concentração limite superior de sólidos [-]
D Diâmetro interno da tubulação [m]
dc Diâmetro do menor círculo circunscrito ao sólido [m]
Dc Diâmetro do ciclone [m]
de Diâmetro de uma esfera de mesmo volume da partícula [m]
dec Diâmetro do maior círculo circunscrito ao sólido [m]
decg Diâmetro de corte geral para o ciclone [m]
dins Diâmetro do maior círculo inscrito ao sólido [m]
di Abertura média entre peneiras inferior e superior [m]
dinc Diâmetro de corte do fluxo principal no ciclone [m]
dm Diâmetro médio [m]
Dr Diâmetro interno da coluna riser [m]
Ds Diâmetro de Sauter [m]
dsc Diâmetro de corte do fluxo secundário no ciclone [m]
dp Diâmetro da partícula [m]
dsv Diâmetro médio de Sauter para mistura [m]
E Taxa de circulação de sólidos em sentido ascendente [kg/m2.s]
F Parâmetro geométrico ciclone [m]
f0 Coeficiente de atrito para o escoamento do gás sem sólidos [-]
fw Coeficiente de atrito do escoamento gás-sólido [-]
g Aceleração gravitacional [9,8 m/s2]
Gs Taxa de recirculação de sólidos [kg/m2.s]
Gsvl Taxa de recirculação de sólidos no standpipe [kg/m2.s]
H Altura da base do riser até o ponto de saída para o ciclone [m]
Hi Altura de inflexão do perfil de porosidade [m]
Hsr Altura da entrada dos sólidos recirculados [m]
I Inventario de sólidos [kg]
Is Inventário total de sólidos no sistema [kg]
Isr Inventário de sólidos no riser [kg]
Isv Inventário de sólidos na válvula L e no standpipe [Pa]
IT Inventário total de sólidos [kg]
Kt Fator de correção da velocidade terminal [-]
Kti Fator de correção inferior [-]
Kts Fator de correção superior [-]
La Altura da entrada de aeração da válvula L [m]
Lad Distância entre o ponto de aeração e a descarga de sólidos [m]
Ldc&lv Comprimento disponível para o standpipe e válvula L [m]
Lhvl Comprimento da perna horizontal da válvula L [m]
Lsl Comprimento máximo disponível para standpipe e válvula L [m]
Lsp Comprimento do standpipe [m]
Lsvl Altura da coluna de sólidos acima do ponto de aeração na válvula
L [m]
Lvas Comprimento da válvula de amostragem [m]
Lvvl Altura de sólidos na perna vertical da válvula L [m]
Mc Índice de mistura dos componentes, ⁄
Mp Massa das partículas [kg]
M Diâmetro do standpipe e válvula L [m]
mareia Massa de areia [kg]
mcarvão Massa de carvão [kg]
ms Massa dos sólidos dentro do leito [kg]
av Aeração da válvula L [kg/s]
sc Quantidade de sólidos escapando do gás na saída do ciclone
[kg/s]
ssp Descarga de sólidos no standpipe [kg/s]
N Parâmetro geométrico ciclone [m]
nin Eficiência de captura no ciclone [-]
nlim Eficiência de captura no ciclone [-]
ntot Eficiência total do ciclone [-]
Q Vazão de gás que ingressa no ciclone [m3/s]
r2 Raio na meia altura do ciclone [m]
rch Razão de choking [-]
re Raio até o centro da entrada de sólidos no cilone [m]
Rs Razão de reciclagem interna de sólidos no topo do riser [-]
Re Número de Reynolds [-]
Remf Número de Reynolds na condição de mínima fluidização [-]
Rm Relação de mistura [%]
s Erro padrão [%]
S Parâmetro geométrico do ciclone [m]
Tb Temperatura média do escoamento gás sólido [°C]
tcalc Altura das barras do diagrama de Pareto [-]
tTab Valor a partir do qual os efeitos são significativos [-]
u Velocidade de fluidização [m/s]
u2 Velocidade tangencial na altura média do ciclone [m/s]
ua Velocidade tangencial no raio externo do ciclone [m/s]
uan Velocidade de descida dos sólidos na região anular do riser [m/s]
uci Velocidade do gás na saída do ciclone [m/s]
uch Velocidade de choking [m/s]
ue Velocidade no eixo central da entrada do ciclone [m/s]
ui Velocidade tangencial no raio interno do tubo de saída do gás
[m/s]
umf Velocidade de mínima fluidização [m/s]
umvl Velocidade máxima dos sólidos no standpipe [m/s]
us Velocidade de deslizamento [m/s]
ut Velocidade terminal das partículas [m/s]
uT0 Velocidade do gás [m/s]
utr Velocidade de transporte das partículas no riser [m/s]
uvl Velocidade real dos sólidos no standpipe [m/s]
V Volume do leito [m3]
Vec Volume da esfera circunscrita [m3]
VL Volume do leito [m3]
Vp Volume dos sólidos [m3]
Vs Volume de sólidos [m3]
Variância experimental [-]
xareia Fração mássica de areia [-]
xcarvão Fração mássica de carvão [-]
xi Fração mássica de partículas retidas em peneiras [kg]
Respostas obtidas pelo planejamento fatorial [-]
z Função de redução de velocidade
Ze Aceleração centrífuga no ciclone [m/s2]
w Taxa de circulação de sólidos em sentido descendente [kg/m2.s]
LETRAS GREGAS
∆Pc Variação de pressão no ciclone [Pa]
∆Pe Perda de pressão no duto de saída do gás [Pa]
∆Pf Perda de pressão no compartimento de separação [Pa]
∆Psp Variação de pressão no standpipe [Pa]
∆Pr Variação de pressão no para toda extensão do riser [Pa]
∆Psr Variação de pressão no riser, acima da recirculação de sólidos
[Pa]
∆Pvl Variação de pressão na válvula L [Pa]
α Coeficiente de contração [-]
β Razão entre a largura da entrada do ciclone e o diâmetro do
ciclone [-]
ε Fração de vazio [-]
εa Porosidade média no fundo do riser [-]
εch Porosidade de choking [-]
εd Porosidade média na seção diluída do riser [-]
εh Porosidade no topo do riser [-]
εmf Porosidade do leito livremente embalado [-]
ρeff Densidade média efetiva da mistura [kg/m3]
ρB Densidade a granel das partículas, ou de leito empacotado [kg/m3]
ρf Massa específica do fluido [kg/m3]
ρg Massa específica do gás fluidizante [kg/m3]
ρp Densidade da partícula [kg/m3]
ρs Densidade das partículas sólidas [kg/ m3]
μg Viscosidade dinâmica do gás fluidizante [kg/m.s]
Velocidade média dos gases no tubo de saída [m/s]
Φ Esfericidade da partícula [-]
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO.................................................................................................... 18
1.1. PROBLEMA ...................................................................................................... 20
1.2. JUSTIFICATIVA ................................................................................................ 20
1.3. OBJETIVOS ....................................................................................................... 21
1.3.1. OBJETIVO GERAL ......................................................................................... 21
1.3.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS ........................................................................... 22
2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ........................................................................... 23
2.1. CARVÃO MINERAL ........................................................................................... 23
2.2. LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE ................................................................... 25
2.2.1. COMPONENTES E FUNCIONAMENTO DO SISTEMA LFC .......................... 26
2.3. FLUIDODINÂMICA DO LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE .............................. 28
2.3.1. CARACTERIZAÇÃO DA PARTÍCULA ............................................................ 28
2.3.2. REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO ......................................................................... 34
2.3.3. CARACTERÍSTICAS DO REGIME DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA ..................... 36
2.3.4. FLUIDODINÂMICA DE MISTURAS ................................................................ 40
3. MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................... 44
3.1. DESCRIÇÃO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO ..................................... 44
3.1.1. CARACTERÍSTICAS DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO ..................... 45
3.2. PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO ...................................................... 57
3.3. MODELO MATEMÁTICO ................................................................................... 58
3.4. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL .................................................................. 62
3.4.1. TRATAMENTO DOS RESULTADOS .............................................................. 66
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................... 68
4.1. RESULTADOS EXPERIMENTAIS ..................................................................... 68
4.1.1. EFEITO DA RELAÇÃO DE MISTURA ............................................................ 68
4.1.2. EFEITO DO INVENTÁRIO DE SÓLIDOS ........................................................ 70
4.2. MEDIDAS DE PRESSÃO COM TRANSDUTOR DE RESPOSTA RÁPIDA ......... 73
4.3. COMPARAÇÃO COM O MODELO MATEMÁTICO ............................................ 81
4.3.1. VALIDAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO .................................................... 83
4.4. COMPARAÇÃO COM TRABALHOS ANTERIORES .......................................... 84
5. CONCLUSÕES ................................................................................................... 86
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .................................................................... 88
APÊNDICE A – PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ................................................ 92
APÊNDICE B – TESTES EXPERIMENTAIS ............................................................ 102
18
1. INTRODUÇÃO
A energia é um assunto de destaque em todo o mundo, principalmente
nos países desenvolvidos que dependem da queima de combustíveis fósseis
para a geração de energia elétrica. Atualmente, esforços são realizados pela
maioria dos países para reduzir os impactos ambientais produzidos pela
utilização desses combustíveis, principalmente, mediante ações direcionadas à
introdução gradativa de combustíveis renováveis nas matrizes energéticas e
melhorias tecnológicas implantadas nos sistemas de conversão de energia.
A geração de energia elétrica no mundo provém principalmente de
usinas hidrelétricas, termelétricas, nucleares e geotérmicas. Cada uma destas
formas de utilização da energia apresenta prós e contras. No Brasil, por
exemplo, a maior parte da energia elétrica é originada a partir de usinas
hidrelétricas, sendo o funcionamento destas fortemente dependentes das
condições climáticas. Na atualidade, a quantidade de energia elétrica gerada
por este meio não está sendo suficiente para suprir a demanda nacional. Uma
das alternativas que contribuiria à mitigação deste problema seria a utilização
de termelétricas modernas operadas com tecnologias mais limpas para o
aproveitamento das enormes quantidades disponíveis de carvão mineral,
existente principalmente na região sul do país.
O carvão mineral é um combustível fóssil muito utilizado como fonte de
energia térmica para a geração de vapor em grandes caldeiras, com uso na
produção de potência mecânica/elétrica e em processos industriais. Ele é
formado a partir da matéria orgânica de vegetais depositados nas bacias
sedimentares, que durante anos, sofreu a ação das condições ambientais e
enriqueceu-se de carbono, em um processo denominado de carbonificação
(CORÁ, 2006).
Segundo a International Energy Agency (2013) o carvão é a fonte de
energia mais utilizada para a geração de energia elétrica, representando um
valor significativo no cenário energético mundial de 41%, além de ser o
combustível fóssil com maiores reservas. De acordo com British Petroleum
(2012), os países que se destacam na detenção deste recurso energético são a
China, com 49,5%, e os Estados Unidos, com 14,1% das reservas mundiais.
19
Do restante, apenas 0,1% corresponde à parcela Brasileira de carvão mineral,
distribuída principalmente nos estados da região sul do país (Rio Grande do
Sul, Santa Catarina e Paraná).
Dados obtidos do Ministério de Minas e Energia do Brasil (2012)
mostram que o carvão mineral e seus derivados participam com somente 1,4%
na matriz elétrica brasileira. Isto se deve principalmente à concentração da
oferta apenas na região sul, que dificulta sua comercialização em outras
regiões do país. Outros fatores que influenciam na baixa utilização do carvão
mineral na matriz energética são: as características do carvão mineral
brasileiro, que apresenta alto teor de cinzas; o elevado teor de enxofre contido
na sua composição e a falta de tecnologias apropriadas para a queima mais
eficiente e com menor impacto ambiental.
Segundo o Plano Nacional de Energia de 2030, o consumo de energia
elétrica no Brasil em 2005 era de 375 TWh, e em 2030 deve estar entre os
valores de 847 a 1244 TWh. Estes dados representam a necessidade de
aumentar a participação de outros recursos na matriz energética brasileira, o
que inclui o carvão mineral, uma fonte energética pouco aproveitada no país
(MINISTÉRIO DE MINAS E ENERGIA, 2007).
Com o intuito de desenvolver novas tecnologias para o fornecimento de
energia de modo mais eficiente e sustentável, surgiram no fim da década de
setenta as caldeiras de leito fluidizado circulante. Estas caldeiras
representaram uma nova alternativa na redução dos impactos ambientais
causados pela queima de combustíveis fósseis na geração de vapor.
Os sistemas de leito fluidizado circulante (LFC) são equipamentos que
estão em crescente utilização industrial, pois aumentam a eficiência de
combustão em aplicações de grande porte, além de diminuir as emissões
atmosféricas para atender as exigências de órgãos governamentais (THOBER,
1995). As principais características são: alta variedade de combustíveis que
podem ser utilizados para queima, maior controle sobre as emissões de
poluentes, elevadas velocidades de fluidização (intensa transferência de calor e
de massa), temperaturas de combustão aproximadamente homogêneas, entre
outras (MORITA, 2009).
Os fenômenos fluidodinâmicos que ocorrem no sistema de leito
fluidizado são complexos, e estudos com diferentes partículas sólidas ajudam a
20
entender e aprimorar o funcionamento do sistema para aplicações posteriores
em combustão. Pesquisas mostrando resultados da aplicação do carvão como
combustível em caldeiras estão em crescimento no Brasil, principalmente
devido à alta demanda de energia do país, fato que realça a importância do
desenvolvimento de novas tecnologias para a geração de energia elétrica mais
sustentável. É neste contexto que o presente trabalho pretende contribuir.
1.1. PROBLEMA
Qual o efeito verificado no comportamento da pressão estática do
escoamento gás-sólido em um leito fluidizado circulante de escala laboratorial,
composto por partículas de carvão mineral pulverizado e areia quartzosa, sob o
regime de fluidização rápida a frio, quando se altera o nível de inventário de
sólidos e a relação de mistura?
1.2. JUSTIFICATIVA
Pesquisas de âmbito experimental a respeito de sistemas de leito
fluidizado circulante a frio, operadas a carvão mineral com as características
físico-químicas similares ao do carvão brasileiro são escassas. A maior parte
do conhecimento do equipamento é dominada por empresas localizadas no
exterior, o que dificulta à transferência de conhecimento para a comunidade
científica nacional. Poucos são os estudos a respeito do assunto reportados na
literatura, sugerindo mais pesquisas e desenvolvimento de sistemas de escala
laboratorial para contribuir com projetos mais adequados. Neste contexto, a
fluidodinâmica de sistemas de leito fluidizado circulante tem relação direta com
os parâmetros operacionais, influenciando no melhor aproveitamento
energético da interação gás-sólido e, consequentemente, garantindo maior
eficiência do sistema.
A aplicação do carvão mineral em caldeiras de leito fluidizado circulante
no Brasil tende a se concretizar nos próximos anos, especialmente pela
crescente demanda de energia elétrica e o potencial para o aproveitamento das
enormes reservas de carvão mineral.
21
Dentro deste contexto, o estudo experimental proposto neste trabalho
pretende contribuir com a consolidação de conhecimento na área, visando o
levantamento de dados que possam ser úteis no futuro desenvolvimento de
sistemas de LFC operados com o combustível nacional. Com a realização do
estudo, pretende-se também verificar o modelo matemático desenvolvido por
Rodrigues e Beltrane (2011) e adaptado por Valaszek e Marin (2013), através
da utilização de misturas binárias em sistema de leito fluidizado circulante de
escala laboratorial.
Cabe mencionar que dados experimentais de sistemas de LFC utilizando
mistura binária com proporção de até 10% em massa de carvão mineral
brasileiro não foram encontrados na literatura. Este nível de concentração de
carvão pode-se tornar necessário numa caldeira de LFC operando com
combustível nacional, tendo em vista o seu baixo poder calorífico atrelado ao
alto teor de cinzas (>35%).
Neste trabalho também foi incluído o monitoramento temporal de
pressão estática no leito, por meio de um transdutor de pressão diferencial,
conectado a um sistema de aquisição de dados. O dispositivo teve como
finalidade registrar as características da fluidodinâmica do escoamento gás-
sólido mediante medidas das flutuações de pressão obtidas na parte baixa do
riser (local de maior densidade de leito) em função das variáveis controladas.
1.3. OBJETIVOS
1.3.1. OBJETIVO GERAL
O objetivo principal deste trabalho é analisar experimentalmente a
fluidodinâmica a frio de uma mistura binária de partículas de carvão mineral e
areia quartzosa em leito fluidizado circulante de escala laboratorial.
22
1.3.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Os objetivos específicos deste trabalho são:
Determinar experimentalmente e simular os parâmetros
fluidodinâmicos a frio de misturas de carvão mineral e areia
quartzosa no regime de fluidização rápida;
Analisar o comportamento das flutuações de pressão estática do
escoamento gás-sólido em função de variáveis operacionais do
sistema de LFC;
Comparar os resultados experimentais com a simulação do
modelo matemático semi-empírico;
Analisar o comportamento temporal das flutuações de pressão
estática na base do riser em função das variáveis controladas;
Compreender as interações gás-sólido e os fenômenos
fluidodinâmicos presentes no sistema;
23
2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Este capítulo apresenta os principais aspectos teóricos referentes ao
combustível utilizado no trabalho, o carvão mineral, juntamente com o
embasamento teórico do sistema de leito fluidizado circulante, tendo o enfoque
direcionado à fluidodinâmica.
2.1. CARVÃO MINERAL
O carvão mineral é um recurso energético de destaque em todo o
mundo, principalmente na geração de vapor para processos industriais e
produção de energia elétrica, por meio dos processos de combustão e
gaseificação. Atualmente, sua utilização vem se expandindo devido à inserção
de tecnologias que tornam a sua queima mais eficiente e sustentável do ponto
de vista ambiental.
O carvão mineral é um combustível fóssil sólido, formado por meio da
decomposição da matéria orgânica de plantas e vegetais em bacias
sedimentares, que sofreu alterações químicas provenientes da temperatura e
pressão do entorno. Com o passar dos anos, essa matéria orgânica foi
sofrendo um processo de carbonificação, que consiste na perda de oxigênio e
hidrogênio, ocasionando um enriquecimento de carbono. É esse processo que
interfere na qualidade do carvão mineral, pois quanto mais durar o processo de
carbonificação, melhor será o carvão, e consequentemente, maior o seu poder
calorífico (CORÁ, 2006; SOTOMONTE, 2009).
A classificação do carvão mineral baseia-se principalmente no valor do
poder calorífico e na quantidade de material volátil existente no mineral. A
Tabela 1 mostra os principais tipos de carvão existentes.
24
Tabela 1 - Classificação do carvão mineral.
Tipo de Carvão PCI (kJ/kg)
Linhito A entre 14650 e 19310
B menor que 14650
Sub-betuminoso
A entre 24420 e 26750
B entre22100 e 24420
C entre 19310 e 22100
Betuminoso
Baixa volatilidade -
Meia volatilidade -
Alta volatilidade
A maior que 32570
B entre 30240 e 32570
C entre 26750 e 30240
Antracito Meta-antracito -
Antracito -
Semi-antracito -
Fonte: Adaptado de Sotomonte (2009).
Em relação à queima, o linhito apresenta o menor poder calorífico,
podendo também apresentar alto teor de enxofre. Os carvões sub-betuminoso
e betuminoso também são conhecidos como hulha, e possuem características
intermediárias em comparação ao linhito e antracito. O antracito é a variedade
mais nobre de carvão mineral, apresentando alto teor de carbono fixo e baixo
teor de voláteis (LICKS, 2008).
Para Morita (2009) a utilização do carvão mineral como fonte de energia
elétrica está fortemente relacionada à questão ambiental. Obtendo-se uma
melhor eficiência de combustão e redução na emissão de poluentes, haverá
um impacto considerável positivo nas futuras metas de aproveitamento deste
combustível na geração de energia.
No Brasil, as reservas de carvão mineral concentram-se na região sul do
país (Paraná, Santa Catarina e Rio Grande do Sul), com maior destaque para o
estado do Rio Grande do Sul. O tipo de carvão brasileiro varia de sub-
betuminoso até betuminoso com alto teor de material volátil (MARTINS, 2001;
GAVRONSKI, 2007; SOTOMONTE, 2009).
25
2.2. LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE
A geração de energia por meio da fluidização teve início em 1921, com a
demonstração do processo de gaseificação em leito fluidizado, realizada por
Fritz Winkler, na Alemanha. A partir de então, essa tecnologia passou a ser
aprimorada, com estudos de diversos processos envolvendo sólidos
particulados (MORITA, 2009).
Em 1938, Warren Lewis e Edwing Gilliland, buscando encontrar um
processo para melhor realização do craqueamento catalítico do petróleo,
desenvolveram um novo processo gás-sólido, dando início ao sistema de leito
fluidizado circulante (LFC). Este foi o marco do surgimento do sistema LFC,
também chamado de leito fluidizado rápido (LFR). Inicialmente esse sistema foi
aplicado somente na indústria petroquímica, no processo de craqueamento
catalítico, e posteriormente, aplicado na operação de fluidização de sólidos de
granulometria fina com velocidades elevadas (BASU, 2006; MORITA, 2009).
O sistema LFC representa uma tecnologia relativamente recente,
introduzida com o objetivo de melhorar o aproveitamento dos recursos
energéticos aplicados em caldeiras, por meio de uma queima eficiente e com
baixas emissões atmosféricas.
Na literatura, o nome de leito fluidizado circulante é introduzido por
Yerushalmi et al. (1976) para descrever um sistema de leito gás-sólido onde a
velocidade do gás atuante e a taxa de circulação dos sólidos são elevadas. A
alta velocidade relativa entre o gás e os sólidos suspensos na câmara de
combustão, também conhecida como slip velocity (velocidade de deslizamento)
e um arraste considerável de certas partículas para fora da zona de combustão
caracterizam o chamado regime de fluidização rápida.
Para Fonseca (2009), leitos fluidizados circulantes são representados
por sistemas que utilizam ciclones para coletar partículas sólidas, por meio da
ação da força centrífuga, e redirecioná-las a coluna principal, onde as
partículas novamente reiniciam o ciclo de fluidização.
Algumas aplicações do sistema de leito fluidizado circulante são citadas
por Thober (1995), destacando-se processos que envolvem reações gás-
sólido, podendo ser reações exotérmicas, endotérmicas ou catalíticas,
processos de transferência de calor, ou combinações destes. Tais reações são
26
utilizadas em muitas áreas, com aplicações nos campos da indústria
metalúrgica, química, petroquímica, cerâmica, entre outras.
Grace et al. (1997) destaca a aplicação significativa do sistema de leito
fluidizado circulante em equipamentos de combustão de pequeno porte e
incineradores com capacidade de até 300 MW, principalmente por possuir
características vantajosas, como o maior controle da emissão de poluentes
atmosféricos.
Sistemas de leito fluidizado circulante também são largamente utilizados
no refino do petróleo, na produção de energia elétrica e em processos do setor
de mineração (KIM et al. 2002). Em virtude das vantagens operacionais e
ambientais em relação aos sistemas convencionais, o LFC é utilizado para a
produção de energia elétrica por meio do processo de combustão para geração
de vapor em plantas térmicas, principalmente nos países desenvolvidos
(RAMIREZ-BEHAINNE, 2007). Fonseca (2009) destaca também a aplicação na
secagem de sólidos, o recobrimento e granulação de partículas e a incineração
de resíduos sólidos urbanos.
A fim de facilitar o entendimento do funcionamento do sistema de leito
fluidizado circulante e dos fenômenos fluidodinâmicos nele envolvidos, a seguir
serão apresentados os componentes essenciais do sistema.
2.2.1. COMPONENTES E FUNCIONAMENTO DO SISTEMA LFC
Inicialmente, convém apresentar as principais partes da fornalha,
também conhecida como “combustion loop” (Figura 1). São quatro os
elementos essenciais na zona de combustão do sistema LFC: riser ou coluna
ascendente dos sólidos e do gás, ciclone ou separador de partículas, standpipe
ou coluna de retorno dos sólidos e válvula de recirculação de sólidos, podendo
ser do tipo loop seal ou L. A Figura 1 mostra esquematicamente cada uma
dessas partes no sistema LFC.
27
Figura 1 - Esquema simplificado de uma caldeira de leito fluidizado circulante. Fonte: adaptado de Ramirez-Behainne (2007).
O mecanismo de funcionamento das caldeiras de leito fluidizado
circulante consiste basicamente da queima de combustível sólido suspenso
numa corrente de gás, onde o gás escoa através da tubulação do leito e
arrasta as partículas sólidas em alta turbulência ao longo do circuito reator.
Inicialmente, o ar primário é injetado a alta velocidade na parte inferior
do riser, entrando em contato com as partículas sólidas do combustível que se
encontram numa temperatura aproximada de 800°C. Isso promove o processo
de combustão na coluna principal do leito. Quando o fluido gás-sólido atinge o
topo da coluna principal, o fluxo passa por um duto de saída e alcança o
ciclone, onde as partículas sólidas arrastadas serão separadas do gás e
posteriormente despejadas na base da coluna principal, passando por meio de
uma coluna de retorno, também chamada de standpipe.
Após passar pelo standpipe, acontece uma acumulação de sólidos na
válvula de recirculação (válvula L ou válvula loop-seal), que possui a função
principal de promover o retorno dos sólidos ao riser, aumentando o tempo de
residência das partículas para uma queima eficiente. Dessa maneira, o fluxo de
gás faz com que as partículas mantenham-se continuamente circulando pelo
leito fluidizado, até que elas atinjam um diâmetro inferior ao diâmetro de corte
do ciclone, para então deixar o sistema e passar pelo backpass ou duto de
exaustão do gás de combustão (BASU, 2006; MORITA, 2009).
GÁS
5-10 m/s
VAPOR
ÁGUA
AR SECUNDÁRIO
20 - 60%
CALCÁRIO
COMBUSTÍVEL
AR PRIMÁRIO
40 - 80%
CINZAS
GÁS
RISERSTANDPIPE
CICLONE
VÁLVULA DE
RECIRCULAÇÃO
DE SÓLIDOS
(LOOP SEAL)
EVAPORADOR
28
2.3. FLUIDODINÂMICA DO LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE
O fenômeno da fluidização caracteriza-se pelo contato entre partículas
sólidas e uma corrente ascendente de gás, formando uma suspensão com
comportamento semelhante a um fluido, que proporciona altas taxas de
transferência de calor e de massa, sendo largamente utilizado em processos
industriais (KUNII e LEVENSPIEL, 1991). O termo fluidização surgiu pelo fato
de que, as partículas sólidas quando em escoamento junto com o gás,
adquirem aspectos semelhantes ao de um fluido.
Quando partículas sólidas são adicionadas a um escoamento, seja de
gás ou líquido, essas partículas tendem aumentar a resistência ao escoamento
do fluido, necessitando que as partículas sólidas se organizem para diminuir a
resistência ao escoamento. Desse modo, aumentando a velocidade do fluido
que escoa através dos sólidos, a reorganização das partículas ocorre mais
rapidamente e, como consequência, tem-se um aumento da força de arrasto
exercida sobre as partículas (SANCHEZ et al., 2010).
O principal parâmetro determinante para distinguir os regimes de
fluidização é a velocidade do fluido. Controlar a velocidade de fluidização é
importante para a operação dentro do regime de fluidização esperado. Além
disso, o desempenho fluidodinâmico de um leito fluidizado depende das
propriedades da partícula sólida, tais como, diâmetro médio das partículas,
densidade e esfericidade. Outros parâmetros fundamentais para o estudo da
fluidodinâmica das partículas são os denominados parâmetros dinâmicos, os
quais se referem ao escoamento do fluido, como o coeficiente de arrasto,
velocidade mínima de fluidização e a velocidade terminal da partícula
(PÉCORA, 1995; FONSECA, 2009).
2.3.1. CARACTERIZAÇÃO DA PARTÍCULA
A caracterização fluidodinâmica de uma partícula sólida pode ser
realizada utilizando a classificação proposta por Geldart (1973). Nela, os
sólidos são organizados em quatro categorias (A, B, C e D), com base no
tamanho médio das partículas e na diferença de massas específicas. O
pesquisador elaborou o diagrama mostrado na Figura 2, sendo até hoje uma
29
das ferramentas mais utilizadas na literatura para classificar o comportamento
aerodinâmico de sólidos particulados.
Figura 2 - Diagrama simplificado de classificação de partículas para fluidização gás-sólido.
Fonte: Adaptado de Geldart (1973).
Com base no diagrama simplificado de Geldart (1973), apresentado na
figura 2, descrevem-se as principais características de cada grupo:
Grupo A: As partículas sólidas do grupo A, de modo geral, possuem
pequeno tamanho e densidade inferior a 1,4 g/cm3, sendo consideradas
aeráveis e fáceis de fluidizar. Normalmente, encaixam-se nesse grupo pós-
finos e leves, os quais se expandem consideravelmente quando expostos ao
processo de fluidização (PORTO, 2005).
Grupo B: Nesse grupo, as partículas apresentam diâmetro entre 40 µm
e 500 µm e uma densidade com valor superior a 1,4 g/cm3 e inferior a 4,5
g/cm3. A areia comum, bem como partículas de carvão menores que 1 mm se
classificam neste grupo (GELDART, 1973; KUNII e LEVENSPIEL, 1991).
Grupo C: Partículas de diâmetro inferior a 20 µm, com baixa densidade,
possuindo tendência coesiva. Essas partículas tem uma predisposição de
aderirem-se umas as outras, o que torna mais difícil o processo de fluidização.
Grupo D: As partículas do grupo D têm como características principais,
o diâmetro médio superior a 1 mm e densidade elevada, o que trás como
consequência a necessidade de uma maior velocidade de fluidização (PORTO,
2005).
30
Dentro dessa classificação, Basu (2006) e Santos (2010) apontam que
as partículas dos grupos B e D são preferenciais, sendo as mais utilizadas para
aplicações em fluidização. As características específicas de cada grupo podem
ser verificadas na Tabela 2.
Tabela 2 - Características distintivas dos quatro grupos de partículas segundo Geldart.
Grupo C A B D
Tamanho de partícula para 2500
< 20 m 20 - 90 m 90 - 650 m > 650 m
Tendência para formação de canais
preferenciais Severa Pequena Insignificante Insignificante
Expansão Baixa Alta Média Média
Velocidade mínima de borbulhamento,
Não forma bolhas
Forma de bolha Canal único Base plana
Calota esférica Arredondada com pequenos entalhes
Arredondada
Mistura sólida Muito pequena Alta Média Pequena
Gas back-mixing Muito pequena Alta Média Pequena
Tendência a fluxo pistonado
Pistões planos Assimétrico Principalmente
assimétrico
Principalmente pistões espessos
na parede
Efeito do tamanho da partícula na
fluidodinâmica Desconhecido Apreciável Pequeno Desconhecido
Fonte: Adaptado de Basu (2006).
Entre as características físicas da partícula, a densidade destaca-se
como uma das mais importantes na fluidização. Para Geldart (1986 apud
RAMIREZ-BEHAINNE, 1999), a relação entre massa do sólido e seu volume
contendo os vazios internos e superficiais corresponde à densidade aparente
da partícula. Isto é, a densidade aparente inclui a porosidade da partícula. Esse
tipo de densidade é superior à densidade a granel do leito empacotado e
inferior à densidade real da partícula (massa específica da partícula).
Outra característica é a porosidade de um leito de partículas (εf),
representada por:
(1)
onde,
VL: volume do leito (m3);
Vp: volume dos sólidos (m3).
31
A Equação (1) também pode ser representada mediante as densidades
do leito e das partículas, na forma:
(
⁄ )
(
⁄ )
(2)
sendo que,
: massa do leito, igual à massa total de partículas (kg);
ρp: densidade aparente das partículas (kg/m3);
ρB: densidade a granel das partículas, ou de leito empacotado (kg/m3).
Quando um leito de partículas está levemente empacotado, a
porosidade depende do diâmetro e da natureza das partículas. A maior parte
dos materiais porosos e relativamente esféricos formam colunas de sólidos
com porosidades perto de 0,45 (PELL, 1990 apud RAMIREZ-BEHAINNE,
1999).
Outra característica física que influencia na fluidodinâmica das
partículas no leito é a esfericidade de partícula. Segundo Cortez et al. (2008), a
esfericidade representa um fator de forma, ou seja, uma característica que
reflete o formato ou geometria da partícula. Mohsenin (1970 apud CORTEZ et
al., 2008) propôs algumas expressões para calcular a esfericidade de uma
partícula, sendo estas:
(3)
onde,
Φ: esfericidade da partícula (-);
de: diâmetro de uma esfera de mesmo volume da partícula (mm).
dec: diâmetro da menor esfera circunscrita (mm).
A Equação (3) exprime a forma característica do sólido em relação à de
uma esfera do mesmo volume.
32
Uma segunda expressão para calcular a esfericidade assume que o
volume de um sólido é igual ao volume de um elipsoide triaxial com seus
interceptos “a”, “b” e “c”, e que o diâmetro de uma esfera circunscrita é o maior
intercepto do elipsoide:
(
)
⁄
(4)
sendo,
Vs: volume do sólido (m3);
Vec: volume da esfera circunscrita (m3).
ou,
[( )
( )
]
⁄
(
)
⁄
(5)
sendo que:
a: maior intercepto (comprimento do sólido) (mm);
b: maior intercepto normal a “a” (espessura do sólido) (mm);
c: maior intercepto normal a “a” e “b” (largura do sólido) (mm).
Os interceptos a, b e c não necessitam necessariamente se cruzar em
um ponto comum.
Por fim, tem-se uma terceira definição, mais simples e de resultados
satisfatórios, indicada por Massarani e Peçanha (1989 apud Cortez et al.,
2008):
(6)
onde,
dins: diâmetro do círculo inscrito ao sólido (mm);
dc: diâmetro do círculo circunscrito ao sólido (mm).
33
A esfericidade típica de alguns sólidos é apresentada na Tabela 3.
Tabela 3 - Esfericidade de alguns materiais.
Material Esfericidade Φ (adimensional)
Areia (média de vários tipos) 0,75
Areia sílica-quartzo (grão 407/40) 0,60
Bagaço de cana 0,30 – 0,55
Calcário 0,45
Carvão (picado) 0,65
Carvão (pulverizado) 0,73
Milho 0,66
Soja 0,90
Fonte: Adaptado de Basu (2006); Cortez et al. (2008).
A fluidodinâmica do sistema de leito fluidizado também depende do
tamanho e da distribuição granulométrica das partículas. Normalmente, as
partículas de um material sólido não apresentam um padrão de tamanho. O
tamanho de uma partícula pode ser obtido mediante microscopia óptica, onde
se analisa uma amostra para determinar o tamanho médio da partícula. Outra
maneira é por meio de peneiras padronizadas, o método mais utilizado,
principalmente pela simplicidade e rapidez (CORTEZ et al. 2008).
O método de classificação por tamanho utilizando peneiras
padronizadas consiste basicamente na separação mecânica das diferentes
frações de tamanho do material amostrado, por meio de um conjunto de
peneiras, onde cada peneira apresenta uma malha conhecida. O resultado
obtido da análise de distribuição granulométrica é o diâmetro médio, ou
diâmetro de Sauter, o qual demonstra a dimensão característica do
conglomerado de partículas.
Segundo Basu (2006), o diâmetro médio de Sauter é calculado a partir
da Equação (7):
∑
⁄
(7)
onde,
: fração mássica das partículas retidas na malha de cada peneira;
: abertura média da malha obtida entre peneiras subsequentes.
34
2.3.2. REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO
A identificação dos regimes de fluidização é importante na
caracterização do comportamento dinâmico do sistema. A Figura 3 apresenta
vários regimes típicos de fluidização na presença de baixa velocidade do fluido.
Figura 3 - Regimes de fluidização em sistemas de leito fluidizado. Fonte: Adaptado de Kunii e Levenspiel (1991) apud Fonseca (2009).
Inicialmente, as partículas sólidas encontram-se em repouso na região
inferior do leito. Partindo de uma velocidade de fluidização muito baixa na
entrada do riser nenhum efeito é produzido sobre o leito e as partículas
permanecem estáticas (Figura 3(a)). Esta é a condição para o chamado leito
fixo, onde o gás preenche os espaços vazios localizados entre partículas e
passa sem interferir no estado das partículas sólidas (PÉCORA, 1995).
Com o aumento da velocidade, as partículas na região inferior do riser
começam a vibrar, com pequenas movimentações, caracterizando o
denominado leito expandido. Com uma maior vazão de fluido na entrada do
riser, os sólidos passam a ficar suspensos no fluxo ascendente que escoa
através do leito. Neste ponto é atingida uma condição de equilíbrio entre as
forças de arrasto do fluido sobre as partículas e a força do peso das partículas,
determinando assim o chamado leito fluidizado incipiente ou leito em mínima
fluidização (Figura 3(b)).
Na transição entre leito fixo e leito plenamente fluidizado, pode-se definir
a velocidade mínima de fluidização (umf), como a velocidade necessária para
que as partículas sólidas se separem uma das outras e fiquem suspensas no
leito. Ela pode ser obtida por meio de correlações matemáticas ou medições
35
experimentais, mediante a medição da perda de carga ao longo do leito com o
aumento da velocidade superficial do gás (FONSECA, 2009; HODAPP, 2009).
Aumentando-se mais a velocidade do fluido aparecem outros regimes de
fluidização, que dependerá da interação líquido-sólido ou gás-sólido. Para os
diferentes estados físicos, têm-se comportamentos diferentes no leito quando
ocorre um incremento da velocidade acima a da mínima fluidização. No
primeiro caso, para sistema líquido-sólido, um aumento da velocidade para
acima da mínima de fluidização produz uma leve expansão no leito,
caracterizando o chamado regime de fluidização particulada ou homogênea
(Figura 3(c)). Para sistema gás-sólido, o acréscimo acima da velocidade
mínima de fluidização, geralmente leva ao aparecimento de bolhas e canais
preferenciais no leito (FONSECA, 2009).
Continuando com o acréscimo na velocidade do gás, ocorre à formação
de bolhas e, consequentemente, atinge-se o regime de fluidização borbulhante
(Figura 3(d)). Aumentando-se ainda mais a velocidade do gás, o leito entra
gradativamente nos regime de fluidização turbulenta e rápida, onde se verifica
uma agitação elevada das partículas, com uma velocidade de deslizamento
(diferença entre velocidade do sólido e do gás que escoa entre as partículas)
superior e um transporte de sólidos considerável para fora do sistema. Por fim,
o transporte pneumático apresenta velocidade de deslizamento menor ao do
regime anterior, com elevado carregamento de sólidos. Os regimes de
fluidização descritos acima podem ser visualizados na Figura 4.
Figura 4 - Diagrama dos regimes de fluidização em função da velocidade relativa gás-partícula.
Fonte: Adaptado de Dedini - Indústrias de Base (2013).
36
Na Figura 4 também é possível verificar que o aumento da velocidade
média do gás produz uma expansão no leito. Isso acarreta em um maior
contato das partículas sólidas com as paredes do sistema, levando a uma
maior pressão estática nos componentes do sistema de leito fluidizado
circulante.
De acordo com Ramirez-Behainne (2007), um sistema de leito fluidizado
circulante opera essencialmente sob o regime de fluidização rápida,
principalmente pelo fato da velocidade do fluido estar acima da velocidade de
transporte das partículas, o que gera um padrão fluidodinâmico característico
de escoamento.
Quando se atinge o regime de fluidização rápida, partículas deslizam na
superfície interna do leito com uma velocidade relativa gás-sólido muito maior
do que a velocidade de queda livre das partículas. Como descrito
anteriormente, essa velocidade é denominada de velocidade de deslizamento
ou slip velocity (us), e refere-se à diferença entre a velocidade do gás
fluidizante e a dos sólidos suspensos.
2.3.3. CARACTERÍSTICAS DO REGIME DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA
O regime de fluidização rápida é caracterizado pelo deslocamento de
um número significativo de partículas até o topo do riser, e também pelo
retorno das partículas no fundo da coluna principal, por meio da válvula de
recirculação de sólidos. Os leitos fluidizados com elevadas velocidades do gás
não apresentam uma nítida divisão entre a região densa no fundo da coluna e
a região diluída no topo da mesma, exibindo uma região de transição
relativamente longa (PÉCORA, 1995).
No regime de fluidização rápida ocorre um padrão típico de escoamento
gás-sólido, denominado de escoamento núcleo anular. Este escoamento
caracteriza-se pelo transporte ascendente de uma mistura diluída de gás e
sólidos e a descida simultânea de uma porção densa de sólidos pelas paredes
do riser (DAVIDSON, 2000).
Outras características fundamentais do regime de fluidização rápida são
a alta taxa de recirculação de sólidos, agregação de partículas, também
conhecidos como clusters, os quais se desintegram e retornam à suspensão
37
gás-sólido, o intenso retorno de sólidos ou dispersão axial e velocidades
relativas gás-partícula superiores à velocidade terminal das partículas
individuais (PÉCORA, 1995).
Em relação à concentração de sólidos no sistema, Weinsteinet et al.
(1985) demostraram que o perfil axial de concentração de partículas sólidas
apresenta uma região densa, localizada na base do riser e uma região diluída,
localizada próxima ao topo do riser, o que pode ser observado pelo ponto de
inflexão da Figura 5. Observa-se que com o aumento da recirculação de
sólidos e a velocidade do gás, e mantendo o inventário total de sólidos (massa
total de partículas no sistema) constante, tem-se um deslocamento do ponto de
inflexão para uma altura inferior no riser, o que altera o comprimento da região
densa.
Por outro lado, somente com a variação do inventário total de sólidos
no standpipe (alteração no balanço de pressão), e a manutenção de outros
parâmetros (Figura 5(a) e 5(c)), observa-se que o aumento de sólidos faz com
que a região densa aumente.
(a) (b) (c)
Figura 5 - (a) e (b) Efeito da velocidade superficial do gás e do fluxo de recirculação dos sólidos para a fração de vazio ao longo do eixo vertical de um riser. (a) e (c) Efeito do
inventário de partículas no standpipe para estudo da porosidade no riser. Fonte: Adaptado de Weinstein et al. (1983) apud Ramirez-Behainne(2007).
Rhodes e Geldart (1986) citam trabalhos mostrando que, acima da
velocidade de transporte das partículas, a queda de pressão por unidade de
38
comprimento entre dois pontos verticais da coluna é função da velocidade
superficial do gás e do fluxo de recirculação dos sólidos, os quais provocam
mudanças na altura da região densa presente no fundo da coluna. Uma
expressão matemática que determina esta curva de distribuição axial da
porosidade foi desenvolvida por Kunii e Levenspiel (1991).
A Figura 6 mostra o perfil axial de porosidade para diferentes
inventários em função da altura do leito, operando com partículas de um fluido
de craqueamento catalítico (FCC). No topo do leito observa-se que para todos
os casos, existe uma tendência de um perfil assintótico, ou seja, o
comportamento da porosidade tende a ser constante com o aumento da altura
do leito, porém uma variação é verificada no ponto de inflexão das curvas, que
se deslocam para cima, ao incrementar o inventário de sólidos (MORITA,
2009).
Figura 6 – Perfil axial da porosidade do leito operando com partículas de FCC para diferentes inventários de sólidos. Fonte: Adaptado de Basu (2006).
Para o perfil radial de concentração de sólidos, Bader et al. (1988)
explicam que na seção central do riser tem-se uma distribuição de porosidade
relativamente alta e uniforme, aumentando significativamente nas regiões
próximas da parede, formando o perfil parabólico mostrado na Figura 7. O
aumento da taxa de recirculação de sólidos diminui a porosidade média do
leito, principalmente na região inferior do riser, onde ocorre um aumento da
concentração de sólidos. Para Rhodes (1992), a concentração média das
39
partículas suspensas no riser é diretamente proporcional à razão do fluxo de
sólidos com a velocidade superficial do gás.
(a) (b)
Figura 7 - (a) Perfil de porosidade e distância do eixo central; (b) velocidade de partículas e distância na direção radial.
Fonte: Adaptado de Bader et al. (1988) apud Ramirez-Behainne (2007).
Pelo fato da região inferior do leito fluidizado rápido ser mais densa,
nela existe uma maior concentração de sólidos, levando a um maior diferencial
de pressão por unidade de altura do leito. Na operação em regime permanente,
a pressão no ponto A deve ser menor que a pressão em F (Figura 8),
permitindo que o montante de sólidos acumulados na válvula L passe do
standpipe para o riser.
Figura 8 - Perfil de pressão no “loop” de um leito fluidizado circulante. Fonte: adaptado de Basu (2006).
40
O perfil de porosidade no leito é governado pelo balanço de pressão no
sistema, compreendendo a perda de carga no riser, ciclone, standpipe e na
válvula de recirculação. O balanço de pressão no sistema é descrito pela
expressão:
(8)
O comportamento do leito fluidizado indicará as diferentes
combinações para os termos de perda de carga em cada seção do circuito de
fluidização. Assim, as variações nos parâmetros de operação do sistema
influenciarão na distribuição das perdas de carga no balanço de pressão.
2.3.4. FLUIDODINÂMICA DE MISTURAS
As partículas de combustível afetam diretamente a fluidodinâmica do
sistema. Propriedades físicas como diâmetro médio, densidade, esfericidade e
porosidade são os fatores determinantes no comportamento fluidodinâmico do
sistema de leito fluidizado circulante. Em alguns casos, opta-se por utilizar
proporções adequadas de misturas de combustíveis diferentes para melhorar o
processo de combustão do sistema. Muitos são os processos industriais que
utilizam sólidos particulados em escoamento de gases, dando mais importância
ao estudo do comportamento fluidodinâmico de misturas.
Além das partículas de combustível, no processo de fluidização é
utilizado um material sólido inerte em maior proporção, normalmente areia, as
quais não reagem no sistema, tendo como objetivo homogeneizar o
escoamento gás-sólido, melhorar a fluidização e facilitar o processo de
combustão, por meio de uma troca de calor mais intensa ao longo do sistema
(CUI e GRACE, 2007; RAMIREZ-BEHAINNE, 2007).
Um parâmetro importante no escoamento gás-sólido é a velocidade
mínima de fluidização. Para misturas com sólidos de diferentes densidades,
uma equação para a velocidade mínima de fluidização ( ) foi proposta por
Niewon et al. (1978), os quais, relatam que durante o processo de fluidização,
na parte superior do leito existe uma composição diluída, enquanto que, na
parte inferior forma-se uma região mais concentrada. Na pesquisa, eles
41
definiram o índice de mistura dos componentes, ⁄ , como a razão
entre a concentração de partículas na região inferior do leito (jetsam) e a
concentração global de partículas. O valor de é função da velocidade de
fluidização u, onde:
(9)
sendo que,
(
) (
) (10)
A Equação (10) depende da velocidade do gás, tida como a
velocidade de controle em . Neste caso, é a menor velocidade
mínima de fluidização entre os dois componentes da mistura. A equação é
recomendada para misturas binárias, com ou sem diferença de densidades e
com aproximadamente 50% do volume composto por jetsam.
Pécora et al. (2012) apresentaram a equação para o cálculo da
velocidade mínima de fluidização ( ). Esta expressão baseia-se na equação
de Ergun (1952) e é indicada na Equação (11):
( )
(11)
onde, Ar é o número de Arquimedes, descrito pela Equação (12); é a
porosidade do leito livremente empacotado, apresentada na Equação (13); e
é o número de Reynolds baseado no diâmetro da partícula e velocidade
superficial na condição de mínima fluidização, mediante a Equação (14).
( )
(12)
42
⁄
(13)
(14)
Sendo que,
dp: diâmetro da partícula (m);
ρp: densidade da partícula (kg/m3);
ρf: densidade do fluído (kg/m3);
Mp: massa das partículas (kg);
V: volume do leito (m3);
μg: viscosidade dinâmica do fluido (kg/m.s)
A velocidade mínima de fluidização também pode ser obtida por uma
equação alternativa, denominada de simplificação de Wen e Yu (Equação 15),
a qual não utiliza a esfericidade das partículas, nem a porosidade do leito na
condição de mínima fluidização.
(√ ) (15)
Formisani et al. (2003 e 2008) estabelecem que interpretações
baseadas na definição de uma velocidade mínima de fluidização da mistura
podem acarretar resultados errados a respeito da influência causada pelas
variáveis do sistema no comportamento. Alguns experimentos já realizados
com misturas de sólidos em diferentes características físicas, como tamanho
da partícula e densidade, relatam que o processo de fluidização ocorre em uma
determinada faixa de velocidade (Figura 9), sendo limitado pela velocidade de
fluidização inicial e final das partículas presentes na mistura do sistema.
43
Figura 9 - Fluidização de uma mistura de dois componentes. Fonte: Formisani et al. (2003).
Na Figura 9 é possível observar que, com o aumento da velocidade de
fluidização, a queda de pressão aumenta até atingir a condição de mínima
fluidização, e então, com um acréscimo da velocidade de fluidização a
tendência é que a queda de pressão permaneça quase constante. O termo
GB612-GB154 representa uma mistura de vidros ballotini, com tamanhos
médios da partícula de 154 e 612 μm. A fração volumétrica de flotsam
(partículas arrastadas para cima) é representada por xf. Assim, quando se
fluidiza uma mistura binária de sólidos, parâmetros como arranjo inicial do leito
fixo, composição do sistema e relação de tamanho ou densidade dos
componentes, permitem determinar a fluidização dinâmica do sistema.
Percebe-se que as pesquisas e estudos sobre a fluidodinâmica de
misturas têm seu foco dominante na determinação da velocidade mínima de
fluidização e identificação de fenômenos fluidodinâmicos presentes no sistema.
Em relação ao estudo de parâmetros fluidodinâmicos do regime de fluidização
rápida, bem como a influência de diferentes partículas sólidas na pressão
estática do sistema, poucos são as informações experimentais reportadas na
literatura.
44
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Nesta seção são descritos os equipamentos e materiais utilizados no
trabalho, bem como, as etapas e os procedimentos realizados para o seu
desenvolvimento.
3.1. DESCRIÇÃO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO
O equipamento experimental usado neste trabalho corresponde a uma
unidade de fluidização rápida a frio (UFRAF), construída com recursos da
Fundação de Apoio ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico do Paraná. O
equipamento está instalado no Laboratório de Processos Termoquímicos da
Universidade Tecnológica Federal do Paraná – Campus Ponta Grossa.
O circuito de fluidização foi projetado e posteriormente construído em
aço carbono com algumas seções em acrílico. O sistema apresenta duas
colunas verticais (riser e standpipe), um ciclone e uma válvula de recirculação
de sólidos do tipo “L”. Existem três sistemas auxiliares, um para fornecimento
de ar de fluidização, outro para fornecimento da ar na válvula de retorno de
sólidos e um sistema com a instrumentação necessária para a aquisição de
dados. A Fotografia 1 mostra o aparato experimental utilizado neste trabalho.
45
Fotografia 1 – Vista geral da unidade de fluidização rápida a frio. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
3.1.1. CARACTERÍSTICAS DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO
Como anteriormente descrito, o circuito de fluidização foi construído em
aço visando uma maior resistência mecânica e com algumas seções em
acrílico para facilitar a visualização do escoamento gás-sólido e dos fenômenos
fluidodinâmicos. As principais dimensões do sistema de leito fluidizado são
mostradas na Figura 10.
Circuito de
Fluidização
Instrumentação para
Aquisição de Dados
Sistema de
Fornecimento de
Ar de Aeração
Sistema de
Fornecimento de
Ar de Fluidização
46
A coluna ascendente ou riser tem uma seção transversal circular, com
tubos SCH 40 de três polegadas de diâmetro nominal, correspondendo a um
diâmetro interno de 78 mm. O riser é composto por quatro seções de aço e três
de acrílico, intercaladas entre si e também representadas na Figura 10 pelos
índices BL-1 até BL-7. Juntos totalizam 2,85 m de comprimento, formando a
altura da coluna principal.
Figura 10 – Dimensões principais do circuito de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
47
As localizações das tomadas de pressão no sistema e as
nomenclaturas utilizadas estão indicadas na Figura 11. No riser têm-se seis
tomadas de pressão (RS) instaladas nas paredes do circuito de fluidização, as
quais estão ligadas ao dispositivo medidor de flutuação de pressão (tomada
RS-01) e a manômetros do tipo U, por meio de mangueiras pneumáticas.
Figura 11 – Esquema do circuito de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Na base do riser foi utilizada uma tubulação cônica para evitar o
retorno de sólidos ao fundo de sistema ou base do circuito. Esse componente
cônico aumenta a velocidade do fluido na base do sistema contribuindo para a
sustentação das partículas pelo fluido ascendente e evitando o retorno de
48
sólidos para o fundo do riser (RAMIREZ-BEHAINNE, 2007). A Fotografia 2
mostra em detalhe o componente cônico empregado no sistema.
Fotografia 2 - Dispositivo cônico inferior acoplado ao riser. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Na fotografia acima também é possível observar uma junção em “T”, que
atua como ligação de fornecimento de ar de fluidização principal para o circuito.
A junção em “T” apresenta diâmetro nominal de uma polegada, soldada ao
dispositivo cônico e a uma redução 2 x 1 polegadas. A redução é conectada a
uma tubulação de entrada do ar fluidizante, onde existe uma placa de orifício.
Na parte inferior da junção em “T” existe uma válvula diafragma (VA-D) de uma
polegada, utilizada para drenagem do sistema após o término de cada teste.
Outro componente essencial do circuito de fluidização é o separador
gás-sólido ou ciclone. As partículas sólidas que saem com o gás fluidizante
pelo topo do riser e apresentam diâmetro inferior ao diâmetro de corte do
ciclone são capturas por este dispositivo e deixam o sistema de fluidização.
DISPOSITIVO
CÔNICO
VÁLVULA
DIAFRAGMA
REDUÇÃO 2” x 1”
“T”
49
Figura 12 – Esquema do ciclone do circuito de LFC. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
As partículas juntamente com o gás deixam o riser e passam pelo duto
de saída que liga ao ciclone. O duto tem uma seção retangular com um ângulo
de saída de 12°, em relação ao plano frontal formado pelo centro do riser e
standpipe, como pode ser visualizado na Figura 12.
Na parte superior do ciclone tem-se uma junção em “T” fabricada em
PVC, utilizada como conexão para uma mangueira flexível com 2,5 polegadas
de diâmetro nominal, que direciona o ar fluidizante que deixa o sistema, ao filtro
de mangas (Fotografia 4). Pela junção em “T” também é realizada a
alimentação do sistema, onde existe uma tampa. No ciclone também existe
uma tomada de pressão responsável por medir a pressão estática durante a
passagem do escoamento gás-sólido.
50
Fotografia 3 - Ciclone separador de sólidos. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Após o ciclone, tem-se a coluna descendente ou standpipe. O diâmetro
nominal do standpipe é de 2,5 polegadas, mesmo diâmetro da saída do
ciclone, com tubo SCH 80. A altura do standpipe é de 1,61 m, com uma coluna
descendente composta por duas seções de aço e duas de acrílico, intercaladas
entre si e representadas na Figura 10 pelos índices BL-8 até BL-11. Nessa
seção existem duas tomadas de pressão (SP) que estão conectadas aos
manômetros.
Fotografia 4 – Filtro de mangas. Fonte: Autoria própria.
CICLONE
“T” - PVC
BL-07
(RISER)
MANGUEIRA
FLEXÍVEL
FILTRO DE
MANGAS
MANGUEIRA
FLEXÍVEL
51
Para completar o circuito de fluidização, no fundo do standpipe, tem-se
uma válvula de recirculação de sólidos do tipo “L”. Sua função é promover o
retorno dos sólidos à coluna principal e manter o leito de partículas em
contínua circulação. O diâmetro nominal da válvula “L” é o mesmo do
standpipe. Na perna vertical da válvula “L” existe uma entrada de ar
comprimido, onde também é realizada a tomada de pressão. A perna horizontal
é construída em acrílico para facilitar a visualização dos sólidos quando
passam pela válvula. Ao fundo da perna vertical existe um tampão, o qual é
retirado para realizar a drenagem do sistema após finalização de cada teste. A
Fotografia 5 mostra a válvula “L” do aparato experimental.
Fotografia 5 - Válvula de retorno de sólidos do tipo "L". Fonte: Valaszek e Marin (2013).
O fornecimento de ar de fluidização é realizado por meio de um soprador
do tipo radial (SO-1), marca AEROMACK, modelo CRE-04, movimentado por
um motor elétrico de 4 cv de potência, mostrado na Fotografia 6. O ar é
soprado para uma tubulação, passando pela placa de orifício (descrita mais
adiante) e então entra na base do riser com velocidade elevada (> 3m/s).
O controle de vazão e da pressão do ar de fluidização é realizado por
uma válvula esfera (VA-E) de uma polegada, conectada a uma redução que
está ligada à perna lateral de uma conexão “T” de duas polegadas, posicionada
logo após a saída do soprador (Fotografia 6). Esta configuração permite um
MANGUEIRA PARA
INJEÇÃO DE AR DE
AERAÇÃO
MANGUEIRA PARA A
LEITURA DE PRESSÃO
NA VÁLVULA L
VL-H2 TAMPÃO
52
maior controle sobre o ar de fluidização, principalmente quando apenas uma
parte da vazão fornecida pelo soprador é requerida para a operação do
sistema.
Na sequência da linha de fornecimento de ar, tem-se uma conexão com
engate rápido, permitindo a ligação de um sensor de temperatura (PT-100),
com o objetivo de medir a temperatura do ar fluidizante. Uma válvula gaveta
(VA-G) de duas polegadas, da marca DOCOL, modelo DN50, fabricada em
latão, foi adicionada para controlar diretamente a vazão originada pelo
soprador (Fotografia 6).
Fotografia 6 - Sistema de fornecimento de ar de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Uma placa de orifício posicionada a jusante da válvula gaveta é utilizada
para medir a vazão de ar, conforme a Fotografia 7. A placa está separada da
válvula gaveta a uma distância de 20 vezes o diâmetro interno da tubulação
que conecta estes dois componentes. O medidor da vazão de ar foi construído
de acordo com a norma NBR ISO 5167-1, sendo fabricado em aço inoxidável
AISI-304 com 3,17 mm de espessura, 73,54 mm de diâmetro externo e 25,1
mm de diâmetro do orifício. Duas tomadas de pressão, uma a montante (PO-M)
e outra a jusante (PO-J) são utilizadas para quantificar as pressões absoluta e
diferencial do ar de fluidização na região da placa de orifício.
SO-1
VA-E
“T” 90 BICO ¼”
VA-G
53
Fotografia 7 - Posicionamento da placa de orifício entre flanges. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
O ar injetado na válvula L (aeração) tem a finalidade de promover o
escoamento das partículas sólidas acumuladas na válvula “L” em direção à
base do riser. O ar é fornecido por um compressor (CO) da marca Schulz,
modelo CSL 30 BR/250, e passa por uma linha para controle da pressão e
vazão. Na linha de aeração existe uma válvula reguladora de pressão (VRP)
padrão, na escala de 0 a 10 bar, possuindo adicionalmente dispositivo de
retenção de umidade. Em seguida, a linha de aeração se divide em dois ramais
em paralelo, onde estão instalados dois rotâmetros, com escalas
complementares. O primeiro rotâmetro (ROT1) tem escala de 0,045 a 0,45
m3/h (a condições normais de temperatura e pressão), e o segundo (ROT2)
tem uma escala de leitura de vazão de 0,40 a 4,80 m3/h (nas mesmas
condições). Existem também duas válvulas agulhas (VA-1 e VA-2), cada uma
antecedendo os rotâmetros. A configuração acima pode ser observada na
Fotografia 8.
PO-M PO-J
PLACA DE
ORIFÍCIO
54
Fotografia 8 - Configuração da linha de ar de aeração. Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Depois de passar pelos rotâmetros, o fluxo de ar segue para a válvula
“L”, conduzido por uma mangueira pneumática de poliuretano (PU) de 8 mm de
diâmetro e 1,25 mm de espessura, incluindo curvas e conexões de engate
rápido.
O sistema de medição de pressão é composto por manômetros em “U”,
preenchidos com água destilada, com os quais é realizada a leitura da pressão
estática média ao longo do sistema. Cada tomada de pressão é conectada a
uma mangueira pneumática, através da qual o sinal de pressão é transmitido
ao manômetro. O painel de instrumentação é formado por 11 manômetros,
fixados para as leituras das pressões estáticas, os quais podem ser
visualizados na Fotografia 9.
VRP
VA-2
ROT-2 ROT-1
VA-1
55
Fotografia 9 - Painel de manômetros do tipo U, juntamente com o sistema de aeração. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Para analisar o comportamento da pressão média e as flutuações de
pressão no escoamento gás-sólido, também foi utilizado um sensor de pressão
e um sistema de aquisição de dados acoplados à tomada de pressão RS-01.
Na Fotografia 10 é possível observar o transdutor de pressão diferencial de
resposta rápida, da marca Cole Parmer, com faixa de medida de 0 a 25 in de
coluna de água, um sistema de aquisição de dados, com 16 bits, 400 kS/s,
marca National Instruments, modelo NIUSB 6212, além de uma fonte de
potência com entrada de 120/230 V, corrente alternada e saída de 24V/2,5A,
corrente direta, marca Siemens, modelo Logo Power.
MANÔMETROS
EM U
LINHA DE AR DE
AERAÇÃO
56
Fotografia 10 – Componentes do sistema de aquisição de dados com transdutor de pressão.
Fonte: Autoria própria.
Para medir a temperatura do ar fluidizante foi utilizada uma
termoresistência PT-100 acoplada a um indicador digital de temperatura, da
marca NOVUS, conforme mostrado na Fotografia 11.
Fotografia 11 - Termoresistor PT-100 e indicador de temperatura. Fonte: Valaszek e Marin (2013)
TERMORESISTOR
INDICADOR DE
TEMPERATURA
DIGITAL
FONTE DE
POTÊNCIA
SISTEMA DE
AQUISIÇÃO DE
DADOS
TRANSDUTOR
DE PRESSÃO
57
3.2. PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO
As partículas presente no leito foram a areia quartzosa (material inerte) e
carvão mineral (combustível). Juntas, as partículas compõem uma mistura
binária no leito analisada em termos de comportamento das variações de
pressão obtidas a diferentes níveis de inventário total de sólidos e relação
mássica de mistura. Inventário total de sólidos é a quantidade de material
presente no leito, sendo expresso pela Equação (16), e relação mássica de
mistura é a porcentagem do inventário total que é constituída por combustível,
mostrada na Equação (17).
(16)
(17)
(18)
onde,
: inventário total de sólidos do leito (areia + combustível) (kg);
: massa de areia (kg);
: massa de carvão mineral (kg);
: fração mássica de areia (kg);
: fração mássica de carvão mineral (kg);
O carvão utilizado nos testes foi fornecido previamente moído pela
Carbonífera do Cambuí LTDA, localizada no município de Figueira/PR. A areia
utilizada nos testes foi fornecida pelo Laboratório de Fundição (CETEM) da
Universidade Tecnológica Federal do Paraná – Campus Ponta Grossa.
O tamanho adequado das partículas foi escolhido com base no critério
da isonomia na velocidade de transporte. Assim, as partículas de combustível
foram selecionadas na faixa de 425 a 600 μm, e as partículas de areia na faixa
de 212 a 300 μm. Um classificador vibratório semi-industrial da marca
Servitech, modelo Vibrotech CT-025, foi utilizado para a separação das
58
partículas nas faixas granulométricas necessárias. Este classificador pode
suportar até 06 peneiras e bandeja cega.
A massa desejada de combustível e material inerte foi medida por meio
de uma balança digital da marca Solotest, modelo BG-2000, com resolução de
0,001 g.
As propriedades densidade aparente das partículas e esfericidade foram
obtidas de trabalho prévio apresentado por Valaszek e Marin (2013), uma vez
que os sólidos utilizados fazem parte do mesmo inventário utilizado naquele
estudo, e estão presentes na Tabela 4.
Tabela 4 – Propriedades das partículas constituintes do leito
Propriedade Carvão mineral Areia quartzosa
Diâmetro médio (µm) 513 256
Densidade aparente (kg.m-3) 1,433 2,522
Esfericidade 0,60 0,69
Velocidade de transporte (m.s-1) 3,22 3,09
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
3.3. MODELO MATEMÁTICO
Rodrigues e Beltrane (2011) desenvolveram um modelo matemático
semi-empírico capaz de dimensionar um leito fluidizado circulante para queima
de combustível sólido, considerando as características das partículas e
condições operacionais do sistema. Posteriormente, Valaszek e Marin (2013)
fixaram as dimensões do sistema de leito fluidizado circulante, obtidas pelo
modelo de Rodrigues e Beltrane (2011) e o adaptaram para utilização com
misturas de sólidos.
No procedimento de adaptação, foram também adicionados dois
modelos auxiliares. O primeiro, referente às medições na placa de orifício,
fornece a vazão de ar suprida pelo soprador, e assim, a velocidade de
fluidização na base do riser. O segundo corrige a vazão lida pelo rotâmetro na
linha de aeração da válvula L, devido às mudanças das condições de
temperatura e pressão no local dos experimentos de fluidização. Este modelo
desconsidera as equações referentes à combustão e a transferência de calor,
sendo aplicado somente em experimentos a condições ambientais (condições
59
a frio). A Tabela 5 resume as dimensões principais do sistema de LFC
impostas ao modelo fluidodinâmico.
Tabela 5 - Dimensões do LFC impostas ao modelo fluidodinâmico.
DIMENSÃO VALOR (m)
Diâmetro interno da coluna riser (Dr) 0,078
Altura da base do riser até o ponto de saída para o ciclone (H) 2,700
Diâmetro do ciclone (Dc) 0,145
Diâmetro do standpipe (M) 0,059
Altura da entrada dos sólidos recirculados (Hsr) 0,350
Altura da entrada de aeração da válvula L (La) 0,122
Comprimento disponível para o standpipe e válvula L (Ldc&lv) 1,403
Comprimento da perna horizontal da válvula L (Lhlv) 0,339
Fonte: Valaszek e Marin (2013).
A partir das condições operacionais estabelecidas e com a geometria
fixa do sistema, a altura do ponto de inflexão do perfil de porosidade (Hi) e a
razão de reciclagem interna de sólidos no topo do riser (Rs) passam a ser
variáveis de saída do modelo fluidodinâmico, ao passo que, a velocidade de
fluidização (u) e o inventário total de sólidos (IT) tornam-se variáveis de entrada
do modelo.
O valor da velocidade de fluidização no sistema é atrelado ao valor da
velocidade de transporte das partículas (utr). Assim, um valor um pouco acima
da utr garante que o sistema opere no regime de fluidização rápida. Em relação
ao inventário total de sólidos, testes preliminares no aparato experimental
forneceram a real capacidade do sistema para operação em carga máxima e
mínima, a fim de evitar, no primeiro caso, que a coluna de sólidos no standpipe
ocupe o ciclone e, no segundo, que a válvula de recirculação fique sem sólidos
e permita a passagem de apenas gás na direção ascendente do standpipe
(efeito curto-circuito).
O modelo matemático também fornece dados referentes à taxa de
recirculação de sólidos (Gs), expressa pela Equação (19). Nesta expressão a
taxa de recirculação de sólidos é função da velocidade de fluidização (u), da
velocidade de transporte (utr) e também da porosidade no topo do riser (εh).
( )( ) (19)
A velocidade de transporte é representada pela Equação (20):
60
(
)
(20)
onde, μg é a viscosidade dinâmica do gás, é a massa específica do gás e
é o diâmetro médio de Sauter para misturas.
As principais equações do modelo matemático, adaptado por Valaszek
e Marin (2013), são apresentadas nas Tabelas 6 a 9.
Tabela 6 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte riser.
Riser
( )
( )
[
( )
]
[
]
[
] [
]
[ ( )
( ) ]
[
] ( )
( )
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Tabela 7 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte standpipe e válvula L.
Standpipe e Válvula L
( )
( )
( )
[
] [
(
)
]
[( )
[
]] [
]
[
]
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
61
Tabela 8 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte ciclone.
Ciclone
[
]
[
] [
]
[
] [(
)
(
)
]
[
]
[
] [( ) (
)
]
[
]
[
( ( (
(
) ) ( ((
) ( )))
))
]
( )
[
(
)
]
[
(
)
] [
(
)
]
( )
[ (
( ) ( )
)]
[ (
( ) (
)
)]
[
( ) ]
[
]
[
(
)
]
( )
[
]
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
62
Tabela 9 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte balanço de pressão e inventário.
Balanço de pressão e inventário de sólidos
[
( )– (( ) ( ) ]
( )
( )
[ (
)(
) (
) ]
– ( )
[( ) ( )]
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
A solução do modelo fluidodinâmico está condicionada pelo balanço de
pressão no sistema, conforme a Equação (21):
(21)
Um modelo auxiliar para a placa de orifício foi desenvolvido para
diâmetro interno da tubulação maior que 50 mm e tomadas de pressão
diferencial do tipo D e D/2, de acordo com a NORMA NBR – ISO 5167-1
(1998). Este modelo apresenta a equação empírica para determinação do
coeficiente de descarga, com o qual se obtém a vazão de ar do soprador, e
desta maneira, a velocidade de fluidização na base do riser. Já o outro modelo
auxiliar, correspondente à correção da vazão lida pelo rotâmetro, foi adotado
de Ismail et al. (1998).
3.4. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL
Com a finalidade de otimizar custos e o tempo de execução, bem como
facilitar a análise dos dados obtidos, utilizou-se a técnica do planejamento
fatorial na programação dos testes da unidade de fluidização rápida a frio
(UFRAF). Esse planejamento permite obter, a partir de um número reduzido de
ensaios, resultados conclusivos dos efeitos produzidos numa ou mais variáveis
do processo quando variáveis operacionais são alteradas dentro de uma faixa
de interesse.
63
Uma análise da literatura permitiu a escolha do inventário total de
sólidos e da relação mássica de mistura como variáveis controladas. Ambas
foram analisadas a diferentes níveis, com base nos requerimentos reais de
uma unidade comercial de combustão em LFC e na capacidade do
equipamento disponível para a realização deste estudo (conhecida mediante
testes preliminares).
Deste modo, os experimentos seguiram um planejamento fatorial 22,
indicando a presença de dois fatores ou variáveis controladas, estudados em
dois níveis de escolha. A Tabela 10 mostra a matriz de planejamento com as
variáveis de entrada consideradas nos testes, onde os sinais “+” e “-“
representam o nível alto e baixo da variável, respectivamente (BARROS NETO
et al., 2003).
Tabela 10 - Matriz de planejamento dos experimentos.
Inventário de sólidos (I)
Relação Mássica de Mistura (Rm)
Resultado ( )
ENSAIO Nível Valor (kg) Nível Valor (%)
1 + 5,0 + 10,0 2 + 5,0 - 5,0 3 - 3,5 + 10,0 4 - 3,5 - 5,0
5 + 5,0 + 10,0 6 + 5,0 - 5,0 7 - 3,5 + 10,0 8 - 3,5 - 5,0
Fonte: Adaptado de Barros Neto (2003).
Os ensaios foram realizados em duplicata, totalizando 8 testes
experimentais, o que permite determinar o erro puro em cada um dos
tratamentos experimentais considerados (BARROS NETO et al., 2003). O erro
puro é importante para concluir sobre as respostas ( ), e assim, conhecer a
significância do efeito produzido de um determinado fator controlável.
Com a matriz de planejamento, obtêm-se os coeficientes de contraste,
que trazem o efeito principal (I ou Rm) e a interação entre as variáveis
controláveis (I x Rm). A Tabela 11 mostra os coeficientes de contraste entre as
variáveis.
64
Tabela 11 - Coeficientes de contraste entre as variáveis.
Ensaio I Rm I Rm ( )
1 + + + 2 + - - 3 - + - 4 - - +
5 + + + 6 + - - 7 - + - 8 - - +
Fonte: Adaptado de Barros Neto (2003).
Segundo Barros Neto et al. (2003) e Rodrigues & Iemma (2005), o
efeito principal de cada variável é definido com sendo a média dos efeitos nos
dois níveis, ou seja:
( ) ( )
(22)
( ) ( )
(23)
Com o valor de cada uma das variáveis obtido, tem-se o percentual de
alteração do resultado final para a mudança de nível baixo para nível alto da
variável. No caso de variáveis dependentes entre si, o efeito da integração
entre as variáveis é expresso pela metade da diferença entre elas (BARROS
NETO et al., 2003; RODRIGUES & IEMMA, 2005).
( ) ( )
(24)
Para um número N de ensaios duplicados, a variância experimental é
representada pela seguinte expressão:
( ) ∑
⁄ (25)
65
onde, di é a diferença entre duas observações correspondentes ao i-ésimo
ensaio.
Com a variância, pode-se obter o erro experimental característico,
também denominado de desvio padrão, dado por:
√∑
⁄ (26)
sendo que, s é o desvio padrão.
O modelo estatístico utilizado acima descreve as respostas em função
dos efeitos produzidos por unidade da variação dos fatores. Quando se utiliza
de um planejamento fatorial 22, tem x1, x2 e a resposta observada no nível (x1,
x2) é considerada como uma variável aleatória y(x1, x2). Logo, o erro aleatório
com que as respostas flutuam em torno da média populacional é definido por
meio dos valores de x1, x2 é representada por ε(x1, x2). Assim, para uma
análise individual em um ensaio pode ser representada pela equação abaixo:
( ) ( ) (27)
onde, os coeficientes β0, β1, β2 e β12 representam valores populacionais dos
efeitos, por unidade das variáveis codificadas.
Para um número de oito experimentos, os valores obtidos dos
coeficientes são apenas estimativos. Assim, surgem novos parâmetros
denominados de estimadores dos parâmetros populacionais, representados por
b0, b1, b2 e b12. Com isso, é possível calcular uma estimativa de uma
observação na combinação de níveis (x1, x2), denominada modelo estatístico:
( ) (28)
A Equação (28) também pode ser representada por um produto
escalar:
66
( ) [
] (29)
onde o acento circunflexo (^) representa o valor de uma estimativa e não um
valor populacional.
Utilizando o diagrama de Pareto é possível visualizar a significância
dos efeitos produzidos pelas variáveis. Nesse diagrama, os efeitos
padronizados são representados por alturas das barras, colocadas em ordem
decrescente. Com a Equação (30), obtém-se a altura das barras.
(30)
Para completar o diagrama, o valor de tTab precisa ser calculado. Com
isso, é possível encontrar os valores a partir do qual os efeitos são
significativos. No presente trabalho, o valor de tTab adotado será de 2,78,
baseado na distribuição t de Student, com 4 graus de liberdade e 95% de nível
de confiança. Somado a isso, pode representar o valor dos desvios entre
experimento e simulação, juntamente com os valores das variáveis de resposta
analisadas nos componentes da UFRAF.
3.4.1. TRATAMENTO DOS RESULTADOS
Com os dados experimentais obtidos, segue-se para o tratamento dos
resultados. O tratamento dos resultados ocorre de duas formas. A primeira
refere-se ao balanço de pressão no circuito, onde são apresentados gráficos da
variação da pressão de acordo com o inventário de sólidos e a relação de
mistura presente no sistema, para analisar a influência da variação dos
parâmetros de entrada perante os resultados.
A segunda etapa é a comparação dos dados experimentais com o
modelo matemático, com a finalidade de obter a porcentagem de desvio entre o
experimental e o simulado por meio da utilização de gráficos e um estudo
estatístico.
67
Posteriormente, outra análise é realizada utilizando os dados provindos
do transdutor de pressão, posicionado no sistema para observar a estabilidade
fluidodinâmica operacional mediante medidas das flutuações de pressão
obtidas na parte baixa do riser (local de maior densidade de leito) em função
das variáveis controladas.
No estudo estatístico utilizam-se diagramas de Pareto e de superfície
de resposta para demostrar a influência da mudança de nível dos fatores de
entrada sobre a pressão estática no sistema.
68
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Nessa seção serão apresentados os resultados obtidos nos ensaios
realizados na unidade de fluidização, sendo que a primeira parte da seção
expõem os resultados experimentais em diferentes níveis de inventário de
sólidos e relações de mistura. Posteriormente, serão realizadas análises
comparativas dos resultados experimentais com os resultados do modelo
matemático semi-empírico adaptado de Rodrigues e Beltrane (2011). Além
disso, a adição do monitoramento de pressão estática, por meio de um
transdutor de pressão diferencial na tomada de pressão RS-01, permite uma
análise mais completa da fluidodinâmica operacional na parte inferior do riser,
local de maior densidade do leito.
4.1. RESULTADOS EXPERIMENTAIS
De acordo com a matriz de planejamento experimental do trabalho,
foram executados 8 testes experimentais, variando o nível de inventário de
sólidos e a relação de mistura. Na execução dos testes, alguns parâmetros
operacionais foram mantidos constantes, como a velocidade de fluidização na
base do riser em 4 m/s e a taxa de aeração na válvula L, em torno de 0,6
Nm3/h. Os dados experimentais foram coletados durante a execução dos
experimentos e estão presentes no apêndice do trabalho.
4.1.1. EFEITO DA RELAÇÃO DE MISTURA
Para analisar o efeito da relação de mistura no perfil de pressão estática
do sistema gás-sólido, manteve-se incialmente o inventário de sólidos
constante e utilizaram-se dois níveis de relação de mistura, 5% para nível baixo
e 10% para nível alto. Com os resultados experimentais, elaborou-se o Gráfico
1, onde no eixo das abscissas tem-se a pressão estática e no eixo das
ordenadas tem-se a altura das tomadas de pressão no sistema de fluidização.
A tomada de pressão RS-01 foi somente indicada no gráfico, por se tratar de
um ponto localizado na região inferior do riser, e que não faz parte do circuito
69
de fluidização. Isto se deve ao fato dos sólidos retornarem ao riser em uma
altura superior a tomada de pressão RS-01.
No Gráfico 1 é possível verificar a baixa influência da alteração da
relação de mistura de 5% para 10%. Quando se altera a relação de mistura
para um nível superior, significa que a parcela de sólidos do sistema formado
por combustível também incrementa, porém para o inventário de 3,5 kg, está
alteração gera poucas mudanças no perfil de pressão estática, principalmente
pela pouca interferência produzida pelas partículas de combustível, quando o
sistema opera com baixo inventário de sólidos.
Gráfico 1 - Perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 3,5 kg e relação de mistura variável.
Fonte: Autoria própria.
Por outro lado, para o inventário no nível superior (Gráfico 2), o aumento
da relação de mistura desloca o gráfico do perfil de pressão para direita,
aumentando a pressão estática em todas as tomadas de pressão do sistema.
Isso se deve à expansão produzida no leito pelo aumento de partículas menos
densas, que produzem um maior atrito com as paredes do sistema ao ocupar
um volume maior.
RS-01
RS-03
RS-04
RS-05
RS-06
SP-01
SP-02
VAL-L RS-02
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
Alt
ura
, H [
m]
Pressão Estática [Pa]
Inv. = 3.5 kg
Rm = 10 % Rm = 5 %
70
Gráfico 2 - Perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 5 kg e relação de mistura variável.
Fonte: Autoria própria.
4.1.2. EFEITO DO INVENTÁRIO DE SÓLIDOS
Para verificar o efeito do inventário de sólidos no perfil de pressão
estática do circuito de fluidização, manteve-se a relação de mistura constante e
alterou-se o inventário de sólidos. A análise foi realizada para nível alto e baixo
de relação de mistura e os resultados estão presentes nos Gráficos 3 e 4.
No Gráfico 3, o aumento do inventário de sólidos de 3,5 para 5 kg gera
um aumento na pressão estática em todos os pontos do circuito, levando a
uma nova condição de equilíbrio, o que acarreta na necessidade do ar
fluidizante exercer uma maior força para arrastar o leito de partículas em um
leito mais denso. Quando se aumenta a quantidade de sólidos no circuito, a
porosidade do sistema diminui, ou seja, a parcela de vazios que permite a
passagem do ar fluidizante, e assim, ocorre um aumento da pressão estática
em todos os componentes do circuito.
RS-01
RS-03
RS-04
RS-05
RS-06
SP-01
SP-02
VAL-L
RS-02
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Alt
ura
, H [
m]
Pressão Estática [Pa]
Inv. = 5 kg
Rm = 10% Rm = 5 %
71
Gráfico 3 - Perfil axial de pressão para relação mássica de mistura de 5 % e inventário de sólidos variável.
Fonte: Autoria própria.
Assim como no Gráfico 3, também no Gráfico 4 é possível verificar um
deslocamento do gráfico para direita com o incremento do inventário de
sólidos. O leito fica mais denso e o ar fluidizante tem mais resistência para
arrastar uma quantidade maior de partículas pelo circuito. Outro fator
determinante no aumento da pressão estática é o atrito produzido pelo contato
das partículas com a parede. Para um inventário de sólidos maior, a área de
contato das partículas com a parede aumenta o que contribui para a elevação
da pressão estática ao longo do circuito.
Em ambos os casos, o perfil de pressão varia com a altura do sistema,
tendo como fator determinante a densidade e porosidade. Para os pontos
inferiores do sistema verifica-se uma maior pressão estática, sendo que com o
aumento da altura no circuito, ocorre uma diminuição gradual de sólidos, e um
aumento da porosidade, observando-se uma menor pressão estática. Além
disso, verifica-se que a pressão na válvula L (VAL-L) é maior que a pressão na
entrada do riser (RS-02) em todos os casos, o que se faz necessária para que
ocorra a circulação de sólidos no sistema.
RS-01
RS-03
RS-04
RS-05
RS-06
SP-01
SP-02
VAL-L RS-02
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Alt
ura
, H [
m]
Pressão Estática [Pa]
Rm = 5 %
Inv. = 3.5kg Inv. = 5kg
72
Gráfico 4 - Perfil axial de pressão para relação mássica de mistura de 10 % e inventário de sólidos variável.
Fonte: Autoria própria.
Em todos os casos estudados acima, a maior pressão estática é obtida
na região da válvula L, um região de baixa porosidade, onde ocorre um
acúmulo de sólidos que serão retornados ao riser. As partículas que possuem
diâmetro superior ao diâmetro de corte do ciclone, passam pelo mesmo e
descem pelo standpipe, chegando à região da válvula L, onde se acumulam. A
necessidade de converter um movimento descendente das partículas e
direcioná-las ao riser, juntamente com a grande quantidade de sólidos na
região, faz com que a pressão estática nessa região seja maior.
Um fenômeno que pode ocorrer nessa região é o shorcut, ou seja, a
interrupção do fluxo de sólidos no circuito. O fenômeno ocorre quando a
quantidade de sólidos na região da válvula L é pequena, e a pressão estática é
insuficiente para movimentar as partículas para a região do riser. Para evitar
esse fenômeno, a quantidade de sólidos no sistema deve ser mantida acima da
quantidade mínima, favorecendo uma operação sem risco de interrupções.
RS-01
RS-04
RS-05
RS-06
RS-03
VAL-L RS-02
SP-01
SP-02
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Alt
ura
, H [
m]
Pressão Estática [Pa]
Rm = 10 %
Inv. = 3.5kg Inv. = 5kg
73
4.2. MEDIDAS DE PRESSÃO COM TRANSDUTOR DE RESPOSTA
RÁPIDA
Além da coleta dos dados experimentais utilizando os manômetros, um
transdutor de pressão estática e um sistema de aquisição de dados foram
adicionados ao sistema para coletar dados da flutuação de pressão na tomada
de pressão RS-01. O transdutor foi colocado nessa local pelo fato de
apresentar a maior densidade e as maiores variações de pressão estática em
relação às outras tomadas.
As análises foram realizadas para diferentes condições operacionais,
onde o inventário de sólidos e a relação mássica de mistura foram as variáveis
controladas. Para cada teste, foram coletados dados de pressão estática,
sendo um dado de pressão estática era armazenado a cada milissegundo.
Assim, para um minuto de teste, o sistema de aquisição de dados era capaz de
armazenar sessenta mil dados de pressão, aumentando a precisão dos
resultados.
No processo de análise, buscou-se verificar a influência das variáveis
controladas em certos períodos do experimento. Para os testes com as
mesmas condições operacionais, foram analisados os dados obtidos no
mesmo minuto, onde posteriormente foi feita a média e o desvio padrão dos
dados obtidos no teste. O Gráfico 5 mostra os resultados obtidos do transdutor
de pressão na tomada de pressão RS-01, para um inventário de 5 kg e um
relação mássica de mistura de 10%.
Com as variáveis controladas no maior nível, a amplitude de variação
da pressão alcançou uma faixa ampla de valores, principalmente pela maior
quantidade de partículas e pela turbulência gerada no sistema pela entrada dos
sólidos recirculados. Nessa condição a força necessária para o ar fluidizante
arrastar as partículas aumenta devido ao maior contato das partículas com as
paredes e a menor porosidade no leito. Não existe uma divisão clara entre leito
denso e diluído, e o leito apresenta-se muito turbulento e heterogêneo.
74
Gráfico 5 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 5 kg e relação de mistura de 10%.
Fonte: Autoria própria.
No Gráfico 6 o inventário de sólidos continuou 5 kg, porém a relação de
mistura foi alterada para 5%. A amplitude de flutuação da pressão diminuiu
comparada ao Gráfico 5, em consequência da redução da relação de mistura
que diminui o volume das partículas no leito, e consequentemente a área de
contato, ocasionando uma redução na pressão estática na tomada de pressão
RS-01.
Gráfico 6 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 5 kg e relação de mistura de 5%.
Fonte: Autoria própria.
(a) (b)
(a) (b)
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 1 - Inv. 5 kg Rm. 10 %
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 5 - Inv. 5 kg Rm. 10%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 2 - Inv. 5 kg Rm. 5%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 6 - Inv. 5 kg Rm. 5%
75
Para um inventário de sólidos de 3,5 kg e relação de mistura de 10%
os resultados obtidos estão presentes no Gráfico 7. A pressão estática
mantem-se mais estável, principalmente pela redução do inventário de sólidos.
Em comparação com o inventário em 5 kg, a amplitude de variação da pressão
estática é menor, sendo necessária uma menor força para arrastar as
partículas ao longo do sistema. Isso se deve a menor resistência produzida
pelas partículas sólidas em contato com as paredes do sistema.
Gráfico 7 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 3,5 kg e relação de mistura de 10%.
Fonte: Autoria própria.
Alterando-se a relação de mistura para 5% e mantendo o inventário de
sólidos constante em 3,5 kg, observa-se que a amplitude de variação da
pressão estática é ainda menor (Gráfico 8), mantendo-se mais estável dentro
de uma faixa de variação, com alguns pontos de reduções de pressão geradas
pela queda de potência do soprador. Verifica-se que o inventário de sólidos e a
relação de mistura afetam diretamente o comportamento fluidodinâmico do
sistema de leito fluidizado circulante, onde para menor quantidade de sólidos e
baixa relação de mistura, a amplitude de variação da pressão estática atinge
faixas menores.
(a) (b)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 3 - Inv. 3,5 kg Rm. 10%
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 7 - Inv. 3,5 kg Rm. 10%
76
Gráfico 8 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 3,5 kg e relação de mistura de 5%.
Fonte: Autoria própria.
Um comparativo entre os 8 testes experimentais em relação a média e
desvio padrão da pressão estática está presente no Gráfico 9. Para isso, foram
utilizados os sessenta mil dados obtidos do transdutor de pressão. Os testes 1
e 5 apresentaram a maior diferença média na pressão estática da tomada de
pressão RS-01, para as mesmas condições operacionais (inventário de sólidos
e relação de mistura). Nesses testes, o sistema operou sob a maior quantidade
de sólidos e maior relação de mistura, o que ocasiona uma ampla faixa de
amplitude de variação da flutuação de pressão e gera essa diferença na leitura
do transdutor.
(a) (b)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 4 - Inv. 3,5 kg Rm. 5%
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 20000 40000 60000
Pre
ssão
est
átic
a (P
a)
Número de dados
Teste 8 - Inv. 3,5 kg Rm. 5%
77
Gráfico 9 – Média e desvio padrão da pressão estática na tomada de pressão RS-01 para os oito testes experimentais, com a utilização do transdutor de pressão.
Fonte: Autoria própria.
A fim de verificar a significância estatística dos efeitos do inventário e
da relação de mistura sobre as medições de pressão obtidas com o transdutor,
foram elaborados gráficos de Pareto e superfície de resposta, que mostram
também o respectivo modelo estatístico.
O Gráfico 10 apresenta o efeito padronizado da média de pressão
estática em RS-01. Observa-se que o inventário de sólidos e a relação de
mistura têm efeito significativo na pressão média para um nível de confiança de
95% (p=0,05). A variação do inventário de sólidos é dominante sobre a
variação da relação de mistura, ou seja, quando se aumenta o nível de
inventário de sólidos no sistema, os efeitos sobre a pressão estática ocorrem
com maior intensidade, porém variando os fatores em conjunto, a pressão
média não ultrapassa a linha de significância.
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Teste 1 Teste 2 Teste 3 Teste 4 Teste 5 Teste 6 Teste 7 Teste 8
Pre
ssão
Está
tica [
Pa]
Média e desvio percentual da flutuação de pressão em RS-01
Média Desvio percentual
78
Variável: Média de pressão estática em RS-01
2,26
3,27
18,72
p=0,05
Efeito padronizado
Inventário x Relação de mistura
Relação de mistura (%)
Inventário (kg)
Gráfico 10 – Diagrama de Pareto para análise da variável média de pressão estática em RS-01. Efeito padronizado.
Fonte: Autoria própria.
O Gráfico 11 expõe a superfície de resposta para a pressão média no
sistema, confirmando os mesmos resultados obtidos no diagrama de Pareto.
Verifica-se que quando mantem-se o inventário de sólidos em 3,5 kg e
aumenta-se a relação de mistura, a variação média na pressão estática é
relativamente pequena. Entretanto, para o inventário de sólidos no maior nível
(5,0 kg), a alteração da relação mássica de mistura provoca uma maior
inclinação no gráfico, ocasionando um aumento na pressão mais expressivo.
Além disso, é possível verificar que o aumento do inventário de sólidos para
uma relação de mistura constante, produz uma variação de pressão estática
média significativa no sistema. A superfície de resposta também permite
verificar que a maior resposta no nível de pressão é verificada para o inventário
de 5 kg e relação de mistura de 10%.
79
Gráfico 11 – Superfície de resposta para a média de pressão estática em RS-01. Fonte: Autoria própria.
O Gráfico 11 pode ser obtido mediante a Equação (31). Ela descreve o
comportamento da média da variação de pressão estática em função dos
fatores controlados (inventário de sólidos e relação de mistura).
( ) (31)
Adicionalmente foi realizada uma análise da significância dos desvios
de pressão estática na tomada de pressão RS-01. Essa análise permite
verificar as diferenças obtidas na pressão estática com a variação do inventário
de sólidos e a relação de mistura.
O diagrama de Pareto aplicado à análise do desvio padrão dos sinais
de pressão pode ser observado no Gráfico 12. Observa-se que no nível de
95% de confiança (p=0,05), somente o efeito do inventário de sólidos é
significativo. Assim, alterando-se o inventário de sólidos, variações importantes
são verificadas no desvio padrão. Entretanto, a variação da relação de mistura
e a variação do inventário juntamente com a relação de mistura não produzem
mudanças significativas no desvio padrão de pressão estática na tomada de
pressão RS-01.
80
Variável: Desvio padrão de pressão estática em RS-01
0,69
-1,64
48,06
p=0,05
Efeito padronizado
Relação de mistura (%)
Inventário x Relação de mistura
Inventário (kg)
Gráfico 12 – Diagrama de Pareto para análise do desvio padrão de pressão estática em RS-01. Efeito padronizado.
Fonte: Autoria própria.
A superfície de resposta do desvio padrão de pressão estática
apresenta-se no Gráfico 13. A mesma interpretação do diagrama de Pareto
pode ser verificada na superfície de resposta. Somente a alteração do
inventário de sólidos gera mudanças significativas no nível de desvio padrão de
pressão estática.
Com o inventário de sólidos constante e aumentando-se a relação de
mistura, a mudança no desvio é muito pequena. Por outro lado, quando a
relação de mistura é inalterada e aumenta-se o inventário de sólidos, o desvio
padrão chega a variar em média 600 Pa. Isso indica a influência dominante do
inventário de sólidos sobre o desvio padrão de pressão estática na tomada de
pressão RS-01.
81
Gráfico 13 – Superfície de resposta para o desvio padrão de pressão estática em RS-01. Fonte: Autoria própria.
O Gráfico 13 também pode ser modelado por meio da Equação (32),
podendo obter o desvio padrão para outras condições operacionais.
( ) (32)
4.3. COMPARAÇÃO COM O MODELO MATEMÁTICO
Para verificar a efetividade do modelo matemático semi-empírico
previamente desenvolvido por Valaszek e Marin (2013), foi realizada uma
comparação com os resultados experimentais obtidos. Nessa etapa foram
comparadas as pressões estáticas obtidas nos componentes da UFRAF por
meio da simulação do modelo matemático utilizando o software “EES®”
(Engineering Equation Solver) e as pressões estáticas dos componentes
obtidas nos testes experimentais.
A Figura 13 mostra o diagrama esquemático da UFRAF elaborado no
EES®. No software foram dispostas todas as equações do modelo matemático
semi-empírico e, para facilitar a visualização dos resultados, foi criado um
diagrama esquemático. Neste diagrama são inseridas as variáveis de entrada
do modelo que o EES®, o qual fornece as perdas de pressão estática nos
componentes.
82
Figura 13- Diagrama esquemático da unidade de fluidização no EES. Fonte: Autoria própria.
83
4.3.1. VALIDAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO
Considerando como variáveis controladas o inventário de sólidos e a
relação mássica de mistura, foram gerados gráficos para analisar os resultados
dos testes experimentais e da simulação do modelo matemático, na pressão
estática no riser (ΔPrsr), ciclone (ΔPc), standpipe (ΔPst) e válvula L (ΔPvl). Com a
média de pressão nos testes experimentais e resultados da simulação,
consegue-se avaliar o desvio percentual de pressão estática nos componentes.
Nos Gráficos 14 (a) e (b), manteve-se o inventário de sólidos constante
em 3,5 kg e alterou-se somente a relação mássica de mistura. Na ordenada a
direita é possível verificar o desvio percentual entre o experimental e a
simulação, e na ordenada à esquerda têm-se a perda de pressão estática nos
componentes.
Verifica-se que as maiores perdas de pressão ocorrem na região do
standpipe (ΔPst) e válvula L (ΔPvl), ocasionado pelo acúmulo de sólidos na
região. O maior desvio percentual entre os testes experimentais e a simulação
é observado no ciclone (ΔPc), principalmente pelas baixas pressões obtidas no
componente, o que pode levar a erros nas leituras dos manômetros.
(a) (b)
Gráfico 14 - Inventário de sólidos fixo em 3,5 kg, com relação mássica de 5% (a) e relação de mistura de 10% (b).
Fonte: Autoria própria.
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
0
1000
2000
3000
4000
5000
∆Prsr ∆Pc ∆Pst ∆Pvl
Pre
ssão
Está
tica [
Pa]
Experimento x Modelo matemático (I=3,5kg ; Rm=5%)
Experimental Simulado Desvio percentual
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
0
1000
2000
3000
4000
5000
∆Prsr ∆Pc ∆Pst ∆Pvl
Pre
ssão
Está
tica [
Pa]
Experimento x Modelo matemático (I=3,5kg ; Rm=10%)
Experimental Simulado Desvio percentual
84
Comparando os Gráficos 14(a) e 14(b) que apresentam o mesmo
inventário de sólidos, percebe-se que a alteração da relação de mistura de 5%
para 10% gera poucas variações na pressão estática dos componentes.
No Gráfico 15 verificam-se os resultados para o inventário de sólidos
constante no valor de 5 kg, de acordo com a mudança da relação mássica de
mistura de 5% (Gráfico 15(a)) para 10% (Gráfico 15(b)). Assim como no Gráfico
14, as maiores pressões estáticas são obtidas no standpipe (ΔPst) e válvula L
(ΔPvl), e também, o maior desvio percentual ocorre no ciclone (ΔPc).
(a) (b)
Gráfico 15 - Inventário de sólidos fixo em 5 kg, com relação mássica de 5% (a) e relação de mistura de 10% (b). Fonte: Autoria própria.
Quando se altera o nível de relação de mistura para um nível maior,
verifica-se que o desvio percentual entre o experimental e o simulado diminui
no riser, standpipe e válvula L, tendo como exceção o ciclone, que para maior
relação de mistura tem-se um maior desvio percentual.
4.4. COMPARAÇÃO COM TRABALHOS ANTERIORES
Valaszek e Marin (2013) pesquisaram a aplicação de misturas ternárias
em leito fluidizado circulante. Eles analisaram a fluidodinâmica da mistura
constituída por partículas de carvão mineral, serragem e areia. Uma
comparação com as mesmas condições operacionais pode ser verificada no
Gráfico 16, onde se observa a influência da utilização de somente carvão
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
∆Prsr ∆Pc ∆Pst ∆Pvl
Pre
ssão
Está
tica [
Pa]
Experimento x Modelo matemático (I=5kg ; Rm=5%)
Experimental Simulado Desvio percentual
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
∆Prsr ∆Pc ∆Pst ∆Pvl
Pre
ssão
Está
tica [
Pa]
Experimento x Modelo matemático (I=5kg ; Rm=10%)
Experimental Simulado Desvio percentual
85
mineral ou uma mistura de carvão mineral e serragem como combustível na
pressão estática. Ambas as análises são realizadas com 5 kg de inventário de
sólidos e 5% de relação mássica de mistura, sendo que para a aplicação de
carvão com serragem, dos 5% de relação mássica de mistura, 2,5% pertencem
ao carvão e 2,5% a serragem.
Gráfico 16 – Comparação do perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 5 kg relação mássica de mistura de 5 % com carvão e serragem e somente carvão.
Fonte: Autoria própria.
Como descrito anteriormente, o desempenho fluidodinâmico depende
das propriedades da partícula, como densidade, diâmetro e esfericidade. No
Gráfico 16 é possível verificar que a diferença de densidade na parcela de
combustível acarreta em uma diferença na perda de pressão estática no
sistema. O fato de a serragem ser menos densa que o carvão ocasiona
aumento no volume do leito, levando a um maior contato das partículas com as
paredes do sistema. A consequência é uma maior pressão estática em todas
as tomadas de pressão quando a relação mássica de mistura apresenta como
combustível uma partícula menos densa.
RS-01
RS-03
RS-04
RS-05
RS-06
SP-01
SP-02
VAL-L RS-02
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 2000 4000 6000 8000
Alt
ura
, H [
m]
Pressão Estática [Pa]
Inv. = 5 kg
Rm = 5% (Carvão + Serragem) Rm = 5 % (Carvão)
86
5. CONCLUSÕES
Nesse trabalho foi verificado que a variáveis controladas do
experimento, inventário de sólidos e relação mássica de mistura, tem influência
na perda de pressão da unidade de fluidização rápida a frio. Além disso, foi
comprovado que para diferentes combinações das variáveis controladas, o
balanço de pressão no circuito de fluidização comanda a fluidodinâmica do
sistema.
O estudo do perfil axial de pressão mostrou que a uma maior altura no
riser, a quantidade de sólidos diminui, a porosidade aumenta, e uma menor
pressão estática é verificada no local. Para todos os casos, a maior pressão
estática foi obtida na região da válvula L, principalmente pelo grande acúmulo
de sólidos na região e a necessidade de movimentar os sólidos que descem
pelo standpipe em sentido vertical, e direcioná-los ao riser, onde completam a
circulação no sistema.
Mediante uma comparação entre o efeito produzido pela mudança no
inventário de sólidos e a mudança na relação de mistura é possível observar
que a alteração no nível de inventário de sólidos produz mudanças mais
significativas no perfil de pressão estática. Assim, uma maior massa de
partículas torna o leito mais denso e produzem um aumento na resistência ao
escoamento. A consequência é uma maior perda de pressão ao longo de todos
os componentes do sistema.
Mediante leituras provindas de um transdutor de pressão nos oito
testes experimentais, analisou-se o efeito da mudança nas variáveis
controladas sobre o efeito padronizado na média e no desvio padrão do sinal.
Os resultados mostraram que o inventário de sólidos é dominante perante a
média e o desvio padrão. Quando se altera o nível de inventário de sólidos,
mantendo a relação de mistura constante, ocorrem alterações significativas na
média de pressão estática na tomada de pressão RS-01. O mesmo efeito não é
verificado quando se altera a relação de mistura para o mesmo inventário de
sólidos.
Com os resultados experimentais também foi possível analisar a
efetividade do modelo matemático semi-empírico aplicado no trabalho. O
modelo mostrou-se adequado em relação aos experimentos realizados,
87
obtendo-se resultados coerentes. O maior desvio percentual foi verificado na
região do ciclone, fato ocorrido pela dificuldade na leitura de pressões muito
baixas. Por outro lado, na região da válvula L, o desvio percentual ficou abaixo
de 10%, mostrando que o modelo é satisfatório.
Outra comparação foi realizada com trabalhos anteriores, onde se
verificou a influência da relação mássica quando contêm partículas de
combustíveis diferentes. No estudo, para a mesma relação mássica de 5%,
realizou-se uma comparação com somente partículas de carvão mineral e outra
com 2,5% de partículas de carvão mineral e 2,5% com partículas de serragem.
Conclui-se que quando a relação mássica de mistura contém partículas menos
densas (caso da serragem), a pressão estática nos componentes aumenta.
Isso acontece porque partículas mais leves produzem uma expansão no leito e
aumentam a área de contato com as paredes e diminuem a porosidade do
leito.
88
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
BADER, R.; FINDLAY, J.; KNOWLTON, T.M. Gas /solids flow patterns in a 30.5-cm-diameter circulating fluidized bed. In: Proceedings of the Second International Conference on Circulating Fluidized Beds. Compiègne, France, p. 14-18 March, 1988. BARROS NETO, B.; SCARMINIO, I. S.; BRUNS, R.E. Como fazer experimentos: pesquisa e desenvolvimento na ciência e na indústria. 2ª ed. Campinas: Ed. da Unicamp, 2003. BASU, Prabir. Combustion and Gasification in Fluidized Beds. USA: Taylor & Francis, 2006. 473 p. BRITISH PETROLEUM, Statistical review of world energy. June, 2012. Coal. Disponível em: <http://www.bp.com/content/dam/bp/pdf/Statistical-Review-2012/statistical_review_of_world_energy_2012.pdf>. Acesso em: 09 jul. 2013. CORÁ, Rogério. Aspectos Técnicos e Ambientais do Uso do Carvão Mineral em Caldeiras. 2005. 146 p. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal De Itajubá, Itajubá, 2006. CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; AYARZA, J. A. C. Biomassa no Brasil e no Mundo. In: CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; GÓMEZ, E. O. Biomassa para Energia. Campinas: Unicamp, 2008. p.14-29. CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; GÓMEZ, E. O. Caracterização da Biomassa. Biomassa para Energia. Campinas: Unicamp, 2008. p. 32-62. CUI, H.; GRACE, J. R. Fluidization of biomass particles: A review of experimental multiphase flow aspects. Chemical Engineering Science, v. 62, p.45-55, 2007. DAVIDSON, J. F. Circulating Fluidized Bed Hydrodynamics. Power Technology, v. 113, p. 249-260, 2000. DEDINI – INDÚSTRIAS DE BASE. Caldeiras com Leito Fluidizado. Disponível em: <http://www.dedini.com.br/index.php?option=com_content&view=article&id=15%3Acogeracao-de-vapor-e-energia&catid=2&Itemid=24&lang=pt>. Acesso em: 13 jan. 2013. FONSECA, O. L. C. Estudo Preliminar da Fluidodinâmica do Escoamento Gás-Sólido de um Leito Fluidizado Circulante Através da Análise dos Sinais Dinâmicos de Pressão. 2009. 157 p. Dissertação (Mestrado) - Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2009.
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92
APÊNDICE A – Procedimento Experimental
93
PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Na Figura A1 é possível observar o fluxograma com as etapas
necessárias de um teste típico na UFRAF.
Figura A1 - Fluxograma das etapas de um teste típico no LFC. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
O roteiro do procedimento experimental será apresentado a seguir.
PREPARO DA MISTURA COMBUSTÍVEL
Inicialmente define-se o valor da relação de mistura e o inventário de
sólidos, utilizando-se as equações (16), (17) e (18). Para medir a massa dos
componentes, uma balança da marca Solotest, modelo BG 2000, com 0,001 g
de resolução e capacidade máxima de 2 kg foi utilizada. Um balde vazio de 3
litros de capacidade foi colocado na balança, zerado e em seguida foi realizado
a pesagem da areia e carvão mineral, respectivamente. Conforme o material foi
sendo pesado, ele foi sendo depositado em um recipiente plástico com
capacidade de 25 litros com tampa, onde em sequência seria realizada a
mistura. A fotografia A1 mostra o recipiente com os sólidos já depositados.
Preparo da mistura combustível Preparo da UFRAF
Partida e estabilização da temperatura
sem circulação de sólidos
Circulação de sólidos pelo circuito
e estabilização da temperatura
Registro das variáveis de saída
Finalização do teste
94
Fotografia A1 - Partículas sólidas depositadas no recipiente de mistura. Fonte: Autoria própria.
Com os sólidos depositados no recipiente, parte-se para o processo de
homogeneização, através da agitação manual do recipiente, por meio de 20
movimentos oscilatórios. Ao final do processo, tem-se a mistura preparada para
ser utilizada no sistema.
Fotografia A2 - Mistura pronta (após o processo de homogeneização). Fonte: Autoria própria.
Com o processo de mistura e preparação dos sólidos completo, utiliza-
se o mesmo balde de 3 litros para colocar a mistura na UFRAF, para a
realização do teste.
Carvão
mineral
Areia
95
PREPARO DA UFRAF
Antes da execução dos testes, é preciso verificar que o circuito da
UFRAF e seus sistemas auxiliares estejam em condições apropriadas para
operar. As etapas de verificação estão no fluxograma da Figura A2.
Figura A2 - Fluxograma com as fases principais da etapa de preparo do LFC. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Roteiro:
1. Verificar a instalação do compressor (CO-1) e o nível de óleo.
2. Instalar a mangueira que conecta o compressor (CO-1) à válvula
reguladora de pressão (VRP).
3. Realizar a instalação de extensões elétricas para o transdutor de
pressão, termômetro digital e computador (110V). Efetuar a ligação do
transdutor de pressão, termômetro digital e do computador. Este último é
utilizado para fazer a correção imediata dos valores de vazão na placa de
orifício e rotâmetros, bem como sistema de armazenamento de dados do
transdutor de pressão.
4. Verificar o nível de água destilada nos manômetros, assim como a
vedação entre as mangueiras que conectam os manômetros as tomadas de
pressão;
5. Verificar o fechamento da válvula reguladora de pressão (VRP) da
válvula L;
6. Verificar a linha de ar de aeração para que a mesma esteja passando
pelo rotâmetro 2 (ROT2), devido aos valores de vazão serem superiores a 0,5
Verificar o funcionamento
do compressor
Realizar a instalação de extensões
elétricas para o compressor,
transdutor de pressão, termômetro
digital e computador
Verificar o nível de água dos
manômetros
Pesar o filtro vazio e anotar a massa
Instalar o filtro na saída da
mangueira flexível do ciclone
Verificar a abertura ou fechamento das válvulas
96
Nm3/h e este ser o rotâmetro que apresenta maior escala. A conexão para o
rotâmetro 1 (ROT1) é fechada por meio de tampões;
7. Verificar que a válvula diafragma (VA-D) esteja fechada, para que não
haja saída de sólidos no momento da realização do experimento;
8. Verificar que a válvula gaveta (VA-G) e válvula esfera (VA-E) estejam
totalmente abertas, possibilitando a maior passagem de ar do compressor para
o circuito e também um alívio para diminuir a recirculação de ar pelo
compressor, respectivamente;
9. Pesagem do filtro vazio e anotação da massa na folha de testes, para
que após cada teste seja possível conhecer a eficiência do ciclone para aquela
condição;
10. Instalação do filtro (by-pass) na saída da mangueira flexível ligada à
saída do ciclone.
PARTIDA E ESTABILIZAÇÃO DA TEMPERATURA
A ordem das fases principais que constituem esta etapa é apresentada
na Figura A3.
Figura A3 - Fluxograma com as fases principais da etapa de partida e estabilização do sistema.
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Ligar o compressor (CO-1), abrir a válvula reguladora
de pressão (VRP) e manter uma vazão mínima para
fluidizar a região da válvula L
Aguardar o sistema entrar em regime
permanente
Ligar o soprador (SO-1)
Colocar a mistura de
sólidos no circuito
Fechar a válvula reguladora de
pressão (VRP)
97
Roteiro:
1. Primeiramente, ligar o compressor e abrir a válvula reguladora de
pressão (VRP) para fluidizar a região da válvula L. Isso ajuda a evitar que os
sólidos se acumulem na tomada de pressão e obstruam a passagem do ar.
Assim, pode-se depositar a mistura de sólidos no leito fluidizado circulante e
tornar o processo de “start” da fluidização mais fácil. O procedimento de
alimentação do circuito é efetuado pela região superior do ciclone, utilizando
uma elevação já existente no laboratório para alcançar o mesmo. Para
despejar os sólidos no circuito, utilizou-se de um funil para auxiliar no
direcionamento dos sólidos até a válvula L e standpipe.
2. Em seguida, cessar o fluxo de ar fluidizante na válvula L fechando a
válvula reguladora de pressão (VRP), e deixar a válvula gaveta (VA-G) com
uma abertura parcial (aproximadamente oito voltas no sentido horário partindo
de sua abertura total) e a válvula esfera (VA-E) totalmente aberta. Após isto,
liga-se o soprador (SO-1) e espera até o fluxo entrar em regime permanente
(aproximadamente 10 minutos).
3. Enquanto aguarda a estabilização do sistema, mantenha o compressor
funcionando (CO-1) e a válvula reguladora de pressão (VRP) ainda fechada.
4. Define-se que o fluxo atinge o regime permanente quando a temperatura
apresentada pelo termoresistor (PT-100) não apresenta mais uma mudança
significativa de temperatura ( ), o que leva em torno de 8 minutos
normalmente.
CIRCULAÇÃO DE SÓLIDOS PELO CIRCUITO
A ordem das fases principais que constituem esta etapa é apresentada
na Figura A4.
98
Figura A4 - Fluxograma com as fases principais da etapa de partida e estabilização do sistema.
Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Roteiro:
1. Aos poucos, permita que o ar de aeração seja liberado pela abertura da
válvula reguladora de pressão (VRP). Esta deve ser aberta até o ponto em que
o leito fixo, localizado na válvula-L e standpipe, passe a ser considerado um
leito fluidizado.
2. Após este momento, corrigir a vazão de ar de aeração para valores
determinados pelo modelo matemático trabalhado, estabilizando, deste modo,
o fluxo de ar e sólidos pelo standpipe e válvula L.
3. Com a observação da pressão estática a montante na placa de orifício
(PO-M) e ajuda do modelo matemático referente à placa de orifício, realizar as
correções necessárias da vazão de ar de fluidização, com abertura ou
fechamento da válvula gaveta (VA-G) para que a velocidade de fluidização na
base do riser continue a mesma.
4. Após a realização destes ajustes, esperar que o circuito entre em regime
permanente novamente (10 a 15 minutos para a estabilização da temperatura,
que agora será superior, por motivo de uma maior recirculação do ar gerado no
soprador (SO-1)).
REGISTRO DAS VARIÁVEIS DE SAÍDA
A sequência das fases principais que constituem esta etapa é resumida
na Figura A5.
Permitir o fluxo de ar de aeração
Estabilizar o fluxo de ar na válvula L
Fazer a correção do fluxo de ar primário
Esperar o sistema entrar em regime
permanente, agora com a mistura de sólidos
99
Figura A5 - Fluxograma com as fases principais da etapa de registro das variáveis de saída.
Fonte: Valaszek e Marin (2013).
Roteiro:
1. Realizar o ajuste da vazão de ar primário e de ar de aeração, pela
regulagem da válvula gaveta (VA-G) e válvula agulha (VA-2), respectivamente.
Os valores de pressão estática a montante na placa de orifício (PO-M) e os
valores apresentados pelo segundo rotâmetro (ROT2) devem ser corrigidos
segundo o modelo matemático adaptado.
2. Verificar se o fluxo ar-sólidos encontra-se em regime permanente (com
pequenas mudanças de temperatura na termoresistência PT-100).
3. Iniciar o processo de aquisição de dados do transdutor de pressão.
4. Realizar a leitura das pressões estáticas em todos os manômetros
ligados ao circuito e anotar na folha de dados, já devidamente preenchida com
número do ensaio, data, hora, inventário de sólidos, relação de mistura, entre
outros. Esperar por cerca de cinco minutos e realizar os procedimentos desta
etapa novamente por mais três vezes, com exceção do processo de aquisição
de dados, que já está em andamento.
5. Após as leituras, parar o processo de aquisição de dados do transdutor
de pressão.
Repetir por 3 vezes
Ajustar a vazão de ar primário e ar de aeração
Verificar se o fluxo está
em regime permanente
Realizar a leitura das pressões
estáticas e anotar os dados
Esperar 5 minutos
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FINALIZAÇÃO DO TESTE
O procedimento para encerramento de cada teste está presente no
fluxograma da Figura A6.
Figura A6 - Fluxograma com as fases principais para a finalização do teste. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).
Posicionar um saco plástico abaixo do tampão existente na válvula L
Esperar pela saída das partículas sólidas
Abrir o tampão posicionado na região horizontal da válvula L
Desligar o compressor (CO-1)
Abrir a válvula diafragma (VA-G)
Desligar o soprador (SO-1)
Fazer a limpeza da estrutura, dos filtros existentes nos bicos
de pressão e das tubulações dos manômetros.
Retirar o filtro de mangas, fazer a pesagem do
mesmo, anotar e instalá-lo na posição novamente
Retirar o termômetro digital
Desligar a instalação elétrica
Retirar o transdutor de pressão
Desligar a balança e o computador
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Roteiro:
1. Para efetuar a parada do sistema, primeiramente deve-se realizar a
retirada dos sólidos que estão no circuito, posicionando um saco plástico
abaixo do tampão existente na perna horizontal da válvula L;
2. Abrir o tampão posicionado na região horizontal da válvula L, ainda com
o sistema ligado, e direcionar as partículas para o saco plástico;
3. Esperar pela saída das partículas sólidas que se encontram no interior
do circuito;
4. Desligar o compressor (CO-1), para que não haja mais fluxo de ar de
aeração;
5. Abrir a válvula diafragma (VA-D), para a retirada de sólidos que ficaram
localizados na região inferior do cone;
6. Desligar o soprador (SO-1), quando o circuito de fluidização estiver com
uma quantidade insignificante de partículas sólidas;
7. Realizar a limpeza da estrutura da UFRAR, dos filtros existentes nos
bicos de pressão, das tubulações dos manômetros, entre outros componentes
que possam estar sujos.
8. Retirar o filtro de mangas, fazer a pesagem do mesmo, anotar o valor,
fazer a limpeza das partículas finas que ficaram no mesmo, pesá-lo e anotar o
valor novamente para o próximo teste e então instalá-lo na posição correta;
9. Desligar o termômetro digital, assim como fazer a retirada do sensor
(PT100) e colocar um pequeno tampão de ¼ de polegada no mesmo local;
10. Desligar transdutor de pressão, balança e o computador;
11. Retirar todas as extensões elétricas utilizadas e guardá-las em seus
devidos lugares.
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APÊNDICE B – Testes Experimentais
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