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Universidade Federal da Paraíba
Centro de tecnologia
Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica
- Mestrado - Doutorado -
ANÁLISE TÉRMICA DE UM DESSALINIZADOR DE MÚLTIPLO
EFEITO PARA OBTENÇÃO DE ÁGUA POTÁVEL
Por
Luiz Faustino de Souza
Dissertação de mestrado apresentada à Universidade Federal da Paraíba
para obtenção do grau de Mestre
João Pessoa – Paraíba
fevereiro, 2002
ii
LUIZ FAUSTINO DE SOUZA
ANÁLISE TÉRMICA DE UM DESSALINIZADOR DE MÚLTIPLO
EFEITO PARA OBTENÇÃO DE ÁGUA POTÁVEL
Dissertação apresentada ao Curso de PósGraduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal da Paraíba,
em
cumprimento às exigências para obtenção
do Grau de Mestre.
Orientadores: Prof. Dr. Marco A. Wanderley Cavalcanti
Prof. Dr. Zaqueu Ernesto da Silva
João Pessoa – Paraíba
2002
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iv
ANÁLISE TÉRMICA DE UM DESSALINIZADOR DE MÚLTIPLO
EFEITO PARA OBTENÇÃO DE ÁGUA POTÁVEL
por
Luiz Faustino de Souza
Dissertação aprovada em 28 de fevereiro de 2002
Período letivo 2002.1
Prof. Dr. CLEITON RUBENS FORMIGA BARBOSA - UFRN
Examinador Externo
Prof. Dr. ROMBERG RODRIGUES GONDIM - UFPB
Examinador interno
Prof. Dr. JOSE MAURÍCIO ALVES DE MATOS GURGEL - UFPB
Examinador interno
Prof. Dr. MARCO ANTÔNIO WANDERLEY CAVALCANTI – UFPB
Orientador
Prof. Dr. ZAQUEU ERNESTO DA SILVA – UFPB
Orientador
João Pessoa – PB
2002
v
DEDICATÓRIA
A minha esposa Ivone, a meus filhos Isabele e Lucas, a meus pais José Faustino de
Souza e Adélia da Silva Souza, a meus irmãos Francisco e Maria do Socorro pelo apoio,
compreensão, carinho e amizade.
vi
AGRADECIMENTOS
A Deus por tudo que tem me concedido e a minha família por estar sempre ao meu
lado em todos os momentos.
Aos professores Dr. Carlos A. Cabral dos Santos e Dr. Francisco Antônio Belo que
souberam transmitir conhecimentos sem precisar se impor.
Aos funcionários do LES e da coordenação do curso que direta ou indiretamente
contribuíram para a realização deste trabalho.
Aos colegas estudantes pelo companheirismo e amizade, em especial a Severino
Cirino, Rômulo da Silveira Paz, Fernando Fernandes Vieira e Carlos Antônio Pereira de
Lima.
Aos professores, Dr. Cleiton Rubens Formiga Barbosa, Dr. Jose Maurício Alves de
Matos Gurgel e Dr. Romberg Rodrigues Gondim que coroaram o meu trabalho com suas
participações na banca examinadora.
Aos professores orientadores, Dr. Marco A. Wanderley Cavalcanti e Dr. Zaqueu
Ernesto da Silva pela orientação competente e responsável.
vi
ANÁLISE TÉRMICA DE UM DESSALINIZADOR DE MÚLTIPLO
EFEITO PARA OBTENÇÃO DE ÁGUA POTÁVEL
RESUMO
Este trabalho apresenta um estudo teórico do balanço térmico em um dessalinizador
múltiplo efeito do tipo tubo horizontal com filme fino, usado como fonte alternativa de
água potável. São apresentados os princípios de funcionamento de diferentes processos de
dessalinização, sendo efetuado o balanço térmico de uma instalação de dessalinização
MED de 18 efeitos. Os resultados obtidos, em termos de produção de destilado e de
consumo de energia específica, também são apresentados para diferentes condições de
operação. Apresenta-se ainda, resultados quanto à influência das condições de
fornecimento de calor à água a ser dessalinizada, bem como a influência da sua vazão de
abastecimento. Os resultados obtidos indicam uma conversão de água salobra em água
dessalinizada da ordem de 22 a 30 %.
Palavras chave: Engenharia Mecânica. Dessalinização. Fluxo de Calor e Massa.
vii
THERMAL ANALYSIS OF A DESSALINIZADOR OF MULTIPLE
EFFECT FOR OBTAINING OF DRINKABLE WATER
ABSTRACT
This work presents a theoretical study of the thermal balance of a multiple effect
desalting (MED) unit type horizontal tube with thin film, used as an alternative source of
potable water. The operations principles of different desalting processes are presented and
a thermal balance over a MED unit with 18 effects is done. The obtained results of distilled
production and specific energy consummation are also presented for different operating
conditions. In this work are show results about the influences of salt water heating
conditions and the salt water volumetric flow. The results show a salt water conversion as
desalting water between 22 and 30 %.
Keywords: Mechanical engineering. Desalinization. Flow of heat and mass.
viii
SUMÁRIO
Resumo ........................................................................................................................... vi
Abstract ..........................................................................................................................vii
Lista de Figuras ................................................................................................................ x
Lista de Tabelas .............................................................................................................xii
Lista de Símbolos ......................................................................................................... xiii
Lista de Abreviaturas ................................................................................................... xv
CAPÍTULO I
1.1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................... 1
CAPÍTULO II
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................................................ 5
2.1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................... 5
2.2 DESTILAÇÃO DE MÚLTIPLO EFEITO .................................................................... 6
2.3 PRINCÍPIOS BÁSICOS DE FUNCIONAMENTO DOS PRINCIPAIS
PROCESSOS DE DESSALINIZAÇÃO ....................................................................... 8
2.3.1 Processos Térmicos ................................................................................................... 8
2.3.1.1 Destilação “Flash” de Múltiplo Efeito .................................................................. 10
2.3.1.2 Destilação Solar ................................................................................................... 14
2.3.1.3 Destilação de Múltiplo Efeito (MED) ................................................................... 16
2.3.1.4 Destilação por Compressão de Vapor ................................................................... 17
2.3.1.5 Congelamento ...................................................................................................... 18
2.3.1.5.1 Congelamento Direto ......................................................................................... 19
2.3.1.5.2 Congelamento Indireto ...................................................................................... 20
2.3.2 Processo Através de Membrana ............................................................................... 21
2.3.2.1 Osmose Reversa ................................................................................................... 21
ix
2.3.2.2 Eletrodiálise ......................................................................................................... 24
CAPÍTULO III
ANÁLISE TÉRMICA DE UM DESSALINIZADOR MED DE PEQUENO
PORTE TIPO HTTF ..................................................................................................... 28
3.1 INTRODUÇÃO ......................................................................................................... 28
3.2 ASPECTO DO DESENHO DO EVAPORADOR ...................................................... 29
3.3 ANÁLISE TÉRMICA DA INSTALAÇÃO ................................................................ 32
3.3.1 Aquecedor ............................................................................................................... 33
3.3.2 Evaporador .............................................................................................................. 34
3.3.3 Pré-aquecedor ......................................................................................................... 37
3.3.4 Condensador ........................................................................................................... 39
3.3.5 Balanço global ........................................................................................................ 40
3.4 PROPRIEDADES FÍSICAS ....................................................................................... 40
3.4.1 Calor específico....................................................................................................... 41
3.4.2 Calor latente de vaporização .................................................................................... 41
3.4.3 Elevação do ponto de ebulição ................................................................................ 42
3.5 MÉTODO COMPUTACIONAL ................................................................................ 42
3.5.1 Outras propriedades ................................................................................................. 43
3.5.1.1 Densidade............................................................................................................. 43
3.5.1.2 Entalpia do vapor de água saturado ....................................................................... 44
3.5.1.3 Entalpia da água líquida saturada .......................................................................... 44
CAPÍTULO IV
ANÁLISE DOS RESULTADOS ................................................................................... 47
4.1 ANÁLISE DOS RESULTADOS ............................................................................... 47
CAPITULO V
CONCLUSÕES E PESPECTIVAS ............................................................................... 52
5.1 CONCLUSÕES ......................................................................................................... 52
5.2 PERSPECTIVAS ....................................................................................................... 53
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................... 54
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Representação de um esquema simplificado da destilação por evaporação “Flash”
com 1, 2, e 3 estágios ............................................................................................... 25
Figura 2.2: Representa um esquema de um destilador tipo “flash” de múltiplo estágio ................ 27
Figura 2.3: Representação de um modelo simplificado de evaporação através de energia solar ... 29
Figura 2.4: Representa um modelo simplificado de destilação por evaporação de múltiplo
efeito ........................................................................................................................ 30
Figura 2.5: Destilação por compressão de vapor ......................................................................... 32
Figura 2.6: Congelamento direto ................................................................................................ 33
Figura 2.7: Congelamento indireto ............................................................................................. 34
Figura 2.8: Comparação entre osmose e osmose reversa. ............................................................ 36
Figura 3.1: Representa o diagrama esquemático de um destilador MED tipo HTTF .................... 45
Figura 3.2: Representa do diagrama de fluxo do aquecedor ........................................................ 47
Figura 3.3: Diagrama de fluxo do evaporador (E2 e E3) ............................................................... 49
Figura 3.4: Diagrama de fluxo do evaporador (E4 a EN) .............................................................. 50
Figura 3.5: Diagrama de fluxo do pré-aquecedor ........................................................................ 51
Figura 3.6: Diagrama de fluxo do condensador ........................................................................... 53
Figura 3.7: Fluxograma de procedimento de cálculo computacional ........................................... 60
Figura 4.1: Representa o efeito da taxa de fluxo da água aquecida e da temperatura da água
aquecida na produção de destilado para o fluxo de água de abastecimento e
temperatura da água de abastecimento constantes (mf = 4,44.10-3 m3/s, Tf = 30 oC) ... 64
Figura 4.2: Representa o efeito do fluxo de água aquecida e do fluxo de água de
abastecimento sobre a produção de destilado para a temperatura da água aquecida
e a temperatura da água marinha constantes (T aq= 80 oC, Tam= 30 oC) ........................ 64
Figura 4.3: Representa o efeito da baixa taxa de fluxo da água aquecida e da temperatura da
água aquecida na produção de destilado para o fluxo de água de abastecimento e
temperatura da água de abastecimento constantes (mf = 1,39.10-3 m3/s, Tf = 30 oC) ... 65
xi
Figura 4.4: Representa o efeito do fluxo baixo de água aquecida e de água de abastecimento
sobre a produção de destilado para a temperatura da água aquecida e a
temperatura da água marinha constantes (T aq= 80 oC, Tam= 30 oC). ............................ 65
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1: Representa a concentração média dos principais íons na água marinha...................... 15
Tabela 4.1: Representa a distribuição de temperatura da água de abastecimento nos préaquecedores, de temperatura do concentrado de água salgada em cada efeito, de
temperatura do vapor que sai de cada efeito, de massa de concentrado de água
salgada, de massa de vapor e de salinidade. .............................................................. 61
Tabela 4.2: Apresenta a taxa de produção de destilado Md e o consumo de calor específico
CCE ......................................................................................................................... 62
xiii
LISTA DE SÍMBOLOS
A
Área de transferência de calor (m2)
am
água do mar
aq
Água aquecida de circulação
ap
água pura
c
Concentrado de água salgada
CCE
Taxa de consumo de calor específico (J/kg de destilado)
con
Condensador
Cp
Calor específico (J/kg.°C)
d
Destilado
E
Efeito
EPE
Elevação do ponto de ebulição (°C)
ev
Evaporador
f
Água marinha de abastecimento do sistema
h
Entalpia (J/kg)
hs
Coeficiente de película externo
ht
Coeficiente de película interno
i
Indexador
l
Líquido saturado
Lv
Calor latente de vaporização (J/kg)
m
Taxa de fluxo de massa (m3/h)
Md
Taxa de produção total de água (m3/h)
N
Número de efeitos
p
Pré-aquecedor
Q
Quantidade de calor (J/s)
S
Salinidade
T
Temperatura (°C)
xiv
T
Variação de temperatura (oC)
U
Coeficiente global de transferência de calor (J/s.m2.°C)
v
Vapor saturado
Densidade (kg/m3)
xv
LISTA DE ABREVIATURAS
ED
Eletrodiálise
HTTF
Tubo Horizontal com Filme Fino
MED
Destilação de Múltiplo Efeito
MSF
Destilação Flash de Múltiplo Estágio
RO
Osmose Reversa
VC
Destilação por Compressão de Vapor
1
CAPÍTULO I
1.1 INTRODUÇÃO
A habilidade de tratar a água salgada, de forma a torná-la apta para o consumo, tem
sido procurada pela humanidade por longo tempo. Mais de três quartos da superfície da
terra são cobertos por água salgada. Embora essa água seja importante para alguns meios
de transportes e pesca, ela é muito salgada para manter a vida humana ou para as
atividades do campo.
A composição da água do mar varia conforme a posição geográfica e a
profundidade considerada, embora a concentração de sais varie de lugar para lugar, a
relação entre os constituintes mais abundantes é praticamente constante. Entre estes
constituintes estão: cloreto de sódio, bicarbonatos, sulfato de cálcio e sulfato de magnésio.
A tabela 1.1 apresenta as concentrações médias dos principais íons presentes na água do
mar.
Tabela 1.1: Concentração média dos principais íons na água marinha
Íons
Cloreto
Sódio
Sulfato
Magnésio
Cálcio
Potássio
Bicarbonato
Brometo
Borato
Estrôncio
Fluoreto
Fórmula
Cl
Na++
SO4-Mg++
Ca++
K+
HCO3BrH2BO3Sr++
FTotal
10-2.( kg/kg)
18,900
10,556
2,649
1,272
0,400
0,380
0,140
0,065
0,026
0,013
0,001
34,482
2
Fatores tais como clima, características geológicas, tipos de solos e distância em
relação ao mar são determinantes da salinidade das águas naturais.
Em regiões áridas ou semiáridas é comum a salinização das águas, devido à própria
constituição natural das mesmas. O manejo inadequado do solo também pode causar um
aumento da salinidade. Áreas irrigadas tornam-se improdutivas, devido à má qualidade das
águas de irrigação. Para água de irrigação, os limites de salinidade são determinados em
função dos tipos de cultura, solo e clima. A irrigação com águas contendo sais dissolvidos
em concentrações superiores a 2 kg/m3 causam quedas consideráveis na produção agrícola.
Para as águas de uso industrial, a salinidade tolerada depende do tipo de produto
fabricado. As águas usadas na fabricação de produtos têxteis, químicos, papel e alimentos,
por exemplo, pedem baixa salinidade.
As águas contendo sais dissolvidos com concentração igual ou acima de 1,0 kg/m3
são prejudiciais à saúde e inadequadas para o abastecimento humano.
Essas limitações têm restringido o tamanho e a localização de comunidades ao
redor do mundo, conduz à fadiga muitas pessoas que não tem recursos para viver próximo
a um manancial ou fonte de água potável. O emprego das tecnologias de dessalinização
nos últimos 40 anos tem mudado esse panorama em muitos lugares. Vilas, cidades e
indústrias tem agora surgido ou sido implantadas em muitas áreas tidas como áridas ou
secas, em todo o mundo, onde se disponha de água do mar ou salobra, que são tratadas
com as técnicas de dessalinização.
Essa mudança é notória em algumas partes do árido Oriente Médio, Norte da África
e em algumas ilhas do Caribe, onde a falta d‟água doce tem severamente limitado o
desenvolvimento. No entanto, cidades modernas e indústrias de porte desenvolvem-se em
algumas dessas áreas, graças a disponibilidade de água doce produzida por dessalinização
de água do mar, segundo Buros (1990).
Na Europa, em 1910, muitas indústrias já utilizavam-se do método da destilação, e
em 1920 o Japão destilava água do mar. Durante a Segunda Guerra Mundial, os navios
americanos também destilavam água do mar para abastecimento próprio, produzindo cerca
de 81.10-6 m3/s, usando 4.10-2 m3 de gasolina como fonte de energia, e a Pfausdler-Permitit
Co. de Nova York / EUA desenvolveu um „kit‟ de emergência para a dessalinização de
pequenas quantidades de água do mar para o consumo de sobreviventes de quedas de
aviões ou naufrágios. Na década de 60 a dessalinização foi introduzida na Califórnia,
3
Flórida, Texas e Ilhas Virgens, especialmente para tratar água subterrânea com altas
concentrações de sólidos dissolvidos. Com o aumento do preço do petróleo nos anos 70, os
países produtores localizados em regiões áridas passaram a comprar equipamentos para a
produção de água doce, incentivando a expansão do mercado.
Muitos países no Oriente Médio descobriram que a única solução lógica e
disponível para o problema da escassez de água doce era a dessalinização da água do mar
ou salobra. No final de 1991, tinham sido instalados em todo o mundo, um total de 8.886
unidades de dessalinização com capacidade total de 2,1 m³/s. A proporção maior de
capacidade está instalada na Arábia Saudita (24,4%), seguida dos EUA (15,2%), Os
Emirados Árabes (10,6%) e Kuwait (9,1%).
No Brasil, o emprego da dessalinização de água ainda é pequeno, embora no
Nordeste seja aplicado o processo de osmose reversa para dessalinização de águas salobras
oriundas de poços para o abastecimento de pequenas comunidades.
Hoje existem muitos métodos de dessalinização, cada um trabalhando em uma
relação muito próxima com os outros para produzir água doce.
Os principais processos de dessalinização são:
1- Processos Térmicos
Destilação Flash de Múltiplo Estágio (Multi-Stage Flash – MSF)
Destilação de Múltiplo Efeito (Multi-effect distillation – MED)
Destilação por Compressão de Vapor (Vapor Compression – VC)
Destilação Através de Energia Solar
Congelamento
2- Processos Através de Membranas
Osmose Reversa
Eletrodiálise
Atualmente, destiladores de múltiplo efeito de água marinha de alta performance
estão disponíveis comercialmente e são frequentemente utilizados para fornecer água
potável à comunidades residências em muitas partes do mundo. Eles se caracterizam por
uma taxa de alta performance e consumo energético relativamente baixo em comparação
com os destiladores de múltiplos estágios flash de pequeno porte. Estes evaporadores
podem usar água quente como fonte de energia térmica e ser operado a temperaturas de
4
água salgada mais baixas que as outras fontes térmicas (cerca de 70°C), reduzindo assim o
potencial para formação de crostas.
A configuração típica de plantas de destiladores de múltiplo efeito (MED) mais
atuais é o tubo horizontal, filme fino (horizontal tube, thin-film – HTTF).
Neste trabalho, tem-se como objetivo descrever o funcionamento básico dos
principais métodos de dessalinização, efetuar uma análise térmica em um dessalinizador
MED do tipo HTTF de pequeno porte, desenvolver um algoritmo para análise térmica e
simular o seu comportamento em diversas condições de operações.
5
CAPÍTULO II
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 INTRODUÇÃO
A dessalinização é tão antiga quanto é o sistema solar. Parte da água salgada na
terra é transformada em vapor através da energia solar, então se formam nuvens que se
precipitam como água potável através das chuvas.
Os Gregos e Romanos fizeram uma descrição da dessalinização usando métodos
primitivos. Desde o século XVI a dessalinização da água do mar era utilizada nas
embarcações. A dessalinização em terra teve início no século XVIII e começou a
desempenhar papel importante a partir do final dos anos 1940 e começo de 1950,
especialmente em países onde a água potável é escassa como nos países do Golfo Árabe,
USA, Ilhas do Caribe e algumas áreas da América do Norte.
Um marco no desenvolvimento da dessalinização ocorreu nos anos 40, durante a
Segundo Guerra Mundial, quando vários estabelecimentos militares, em regiões áridas,
necessitaram d‟água para suprir suas tropas. A potencialidade que a dessalinização oferecia
ficou evidenciada e trabalhos foram prosseguidos após a guerra em vários países. Um dos
mais concentrados esforços foi levado a termo pelo Governo Americano, através da
criação do Office of Saline Water (OSW), no princípio dos anos 50 e, suas organizações
sucessoras, como o Office of Water Research and Technology (OWRT). O Governo
Americano financiou seu desenvolvimento por mais de 30 anos, despendendo cerca de 300
milhões de dólares no processo. Esse dinheiro ajudou a concretizar muito da investigação
básica e desenvolvimento de diferentes tecnologias, para dessalinização das águas do mar e
salobra.
6
No final da década de 60, unidades de até 8.000 metros cúbicos começaram a se
instalar em várias partes do mundo. Essas unidades, a maioria de processos térmicos,
foram usadas para dessalinizar a água do mar, porém nos anos 70 os processos de
membranas comerciais começaram a surgir e ser empregados. Originalmente, o processo
de destilação foi usado para dessalinização água salobra. Essa técnica era dispendiosa e
inibiu o seu desenvolvimento para o tratamento da água. Quando a eletrodiálise foi
introduzida, permitiu dessalinizar água salobra muito mais economicamente e, muitas
aplicações foram então encontradas. Similarmente, a osmose reversa (RO) foi
originalmente empregada para dessalinização de águas salobras, no entanto o processo
provou ser adequado também para dessalinizar a água do mar.
Nos anos 80, a tecnologia de dessalinização tornou-se um empreendimento
totalmente comercial. A tecnologia beneficiou-se das experiências operacionais alcançadas
com as unidades construídas e operadas nas décadas anteriores. Uma variedade de
tecnologias de dessalinização foi desenvolvida através dos anos e, baseados nos seus
sucessos comerciais, podem ser classificados como mais e menos importantes processos de
dessalinização.
Nas últimas décadas, vários estudos têm sido realizados no sentido de melhorar o
desempenho, segurança, viabilidade econômica, etc., das diversas técnicas de
dessalinização existentes.
2.2 DESTILAÇÃO DE MÚLTIPLO EFEITO
O processo de destilação de múltiplo efeito (MED) é o mais velho entre os
processos de dessalinização. Referencias e patentes tem sido registradas desde 1840. Este
processo tem sido utilizado para destilação industrial por um longo tempo. Uma utilização
popular é a evaporação do suco de cana de açúcar na produção de açúcar ou na produção
de sal com o processo de evaporação. Algumas das primeiras plantas de destilação de água
utilizavam o processo MED, mas este foi substituído pelas unidades de MSF por causa dos
fatores de custo e sua maior eficiência. Entretanto, a partir dos anos 1980, o interesse no
processo MED tem aumentado, e muitos desenhos têm sido construídos em torno do
conceito de operacionalização a temperaturas mais baixas.
7
Embora as aplicações mais recentes do processo MED tenham sido na Índia,
Caribe, Ilhas Canárias e Emirados Árabes, a sua popularidade no mundo vem aumentando
após a utilização das plantas MED de configuração HTTF.
Muitos artigos têm sido publicados fazendo análise sobre vários aspectos relativos a
planta MED. Problemas de “design” onde o número de efeitos, a temperatura do
concentrado no topo (primeiro efeito), performance do evaporador e a temperatura da água
do mar são especificados e áreas de transferência de calor e o consumo de calor específico
são calculados.
Takada e Draka (1983), fizeram a descrição de um evaporador do tipo HTTF onde
mostra as vantagens deste tipo de evaporador em uma planta MED.
El-Nashar (1985), fez a descrição detalhada de uma planta de pequeno porte
instalada em Abu Dhabi (EAU) que utiliza que utiliza como energia térmica agua aquecida
através de energia solar.
El-Dessuky e Assassa (1985), contribuiram com a modelagem matemática dos
plantas MED.
Darwish e El-Hadik (1986), investigaram a performance térmica dos sistemas MED
e compararam-na com aquela dos sistemas MSF.
Morin (1993), fez a comparação do desenho e operacionalização entre os sistemas
MED e MSF.
El-Nashar e Qamhiyeh (1995), desenvolveram um programa para simular a
performance de uma planta MED.
Aly e Marwan (1997), desenvolveram um modelo dinâmico do processo MED
para estudar o comportamento transiente do sistema.
Al-Shammiri e Safar (1999), abordaram sobre o aspectos gerais de uma planta
MED comercial associado ao aspecto técnico relativos a correntes, condensadores,
evaporadores, bombas e capacidade. Abordaram também sobre taxa de ganho, temperatura
operacional, materiais de construção, manutenção e operações desta planta.
García-Rodríguez e Gómez-Camacho (1999), avaliaram o custo de produção de
uma planta MED acoplada a um coletor solar instalada na plataforma solar de Alméria
(PSA), Espanha. Eles compararam os custos da água da planta MED com uma planta que
utiliza fonte de energia convencional.
8
El-Nashar (2000a), desenvolveu um programa simplificado para simular a
performance de uma planta MED.
El-Nashar (2000b), Utilizou um programa, denominado SOLDES, para simular
simular a operação de uma planta MED.
2.3 PRINCÍPIOS BÁSICOS DE FUNCIONAMENTO DOS PRINCIPAIS PROCESSOS
DE DESSALINIZAÇÃO
Um dispositivo de dessalinização essencialmente efetua a separação da água
salgada em dois fluxos: um com baixa concentração de sais dissolvidos (o fluxo de água
doce, potável) e, o outro contendo os remanescentes sais dissolvidos (o concentrado ou
fluxo de salmoura). O dispositivo requer energia para operar e pode usar variadas
tecnologias para efetuar a separação.
2.3.1 Processos Térmicos
Mais de 60% da água dessalinizada no mundo, é produzida com calor para destilar
águas do mar e obter-se água doce. Para isso ser feito economicamente, numa estação de
dessalinização o ponto de ebulição é controlado por ajuste da pressão da água que está
sendo destilada.
Para reduzir significativamente a quantidade de energia necessária para a
vaporização, o processo de destilação para dessalinização usualmente adota múltiplas
ebulições em sucessivos estágios, cada qual operando a uma menor temperatura e pressão.
Outro fator importante é o controle de crosta. A água do mar é uma complexa
mistura de sólidos dissolvidos, gases e vida marinha. Os sólidos representam um particular
papel de deterioração no processo de transferência de calor porque alguns deles se
depositam nas superfícies do tubo de aquecimento formando uma crosta. Os organismos
marinhos também podem se agregar à área de transferência de calor e desenvolver uma
camada de isolamento. Tais fenômenos podem reduzir drasticamente o coeficiente de
transferência de calor total, comprometendo a eficiência do processo.
9
Para minimizar os efeitos desses componentes, a água do mar é pré-tratada para
remoção das substâncias nocivas ou para torná-las inativas. As substâncias mais comuns na
formação de crostas são: sulfato de cálcio, hidróxido de magnésio e carbonato de cálcio. O
pré-tratamento no controle de pH e descarbonatação vai impedir a formação de crosta de
hidróxido de magnésio e carbonato de cálcio. Quanto ao controle do sulfato de cálcio, se o
processo de dessalinização for de alta eficiência, com utilização de temperaturas inferiores
a 95oC , não haverá problema, uma vez que ele se torna mais insolúvel com o aumento da
temperatura acima da temperatura mencionada. Caso contrário, haverá necessidade de
maior investimento no pré-tratamento. Organismos marinhos presentes na água a tratar
podem ser removidos através de cloração, que além de eliminar os organismos existentes,
previne crescimentos subseqüentes.
A máxima temperatura permitida para a liberação do vapor d‟água de uma solução
depende da volatilidade dos componentes do soluto, das condições nas quais se formam as
incrustações e ocorre a corrosão.
A pressão de vapor da água do mar é cerca de 1,84% menor do que a pressão de
vapor de água doce, para uma dada temperatura, e, a uma dada pressão, a elevação do
ponto de ebulição é 0,46; 0,53 e 0,60oC, a respectivamente 75, 100 e 125oC. A pressão
atmosférica, a ebulição da água doce ocorre a 100oC e a da água do mar a 100,53oC. Essas
diferenças parecem desprezíveis, mas são importantes, especialmente na destilação por
múltiplos estágios (SPIEGLER, 1965).
Vários meios, tais como queima a de combustíveis fósseis, água aquecida através
de energia solar e mesmo energia elétrica, alem de rejeitos térmicos, podem ser usados
para fornecer calor para a destilação. O mais usado é o vapor d‟água condensado, porque
oferece vantagens: é fácil controlar sua temperatura e possui quantidade relativamente
grande de calor latente que é liberado com a condensação.
Na destilação, o processo de transferência de calor é essencial. O principal fator que
determina o porte de uma unidade de destilação é a taxa de transferência de calor, que se
dá, em geral através de um tubo de aquecimento.
Quanto maior for o coeficiente de transferência total de calor, mais eficiente será o
fluxo de energia, havendo possibilidade de diminuir a área de transferência de calor, o que
pode significar instalações de menor porte e, portanto, mais econômicas.
10
Diferentes arranjos caracterizam os tipos de processos de destilação. Os principais
processos são: Flash de Múltiplo Estágio, Destilação através de Energia Solar, Ebulição de
Efeito Múltiplo, Compressão de Vapor. Dentre estes, três tipos básicos são mais
comercialmente usados: Flash de Múltiplos Estágios, Destilação de Múltiplo Efeito e
Compressão de Vapor.
Outro processo térmico de dessalinização é o Congelamento. Os métodos de
congelamento são: Congelamento Direto e Congelamento Indireto.
2.3.1.1 Destilação “Flash” de Múltiplo Estágio
No processo MSF ilustrado na figura 2.1, a água marinha é aquecida em um
recipiente chamado de aquecedor de água salgada. Isto é feito geralmente condensando-se
o vapor em uma série de tubos que passam através do recipiente que por sua vez aquece a
água marinha. Esta água marinha aquecida flui então para outro recipiente, denominado de
estágio, onde a pressão é tal que a água irá ferver imediatamente. A introdução súbita da
água aquecida na câmara faz com que esta ferva rapidamente, quase explodindo ou
transformando-se rapidamente em vapor. Geralmente, apenas uma pequena parcela desta
água é convertida em vapor (vapor d‟água), dependendo da pressão mantida neste estágio a
ebulição irá continuar apenas até o ponto em que a água resfria.
O conceito de destilação de água com um recipiente operando a uma pressão
reduzida não é novo e tem sido bem utilizado. Nos anos 50, foi desenvolvida uma unidade
que utilizava uma série de etapas estabelecidas a pressões atmosféricas cada vez mais
baixas. Nesta unidade, a água poderia passar de um estágio para outro e ser fervida
repetidamente à medida que se adiciona mais calor. Tipicamente, uma planta MSF pode
conter de 4 a 40 estágios.
11
Figura 2.1: Destilação por evaporação “Flash” – SPIEGLER (1965)
O vapor gerado pelo “flashing” é convertido em água doce através da condensação
em tubos de troca de calor que correm através de cada estágio. Os tubos são resfriados
através da entrada de água que vai para o aquecedor de água salgada. Isto, por sua vez,
aquece a água de forma que a quantidade de energia térmica necessária no aquecedor para
aumentar a temperatura da água salgada seja reduzida.
Plantas de MSF geralmente operam a altas temperaturas, de 90 a 120oC. Um dos
fatores que afetam a eficiência térmica da planta é a diferença na temperatura do aquecedor
de água salgada para o condensador no final frio da planta. Operando uma planta a limites
de temperatura mais altos do que 120oC tende-se a aumentar a eficiência, mas também
aumenta o potencial para formação de crostas e acelerar a corrosão de superfície do metal.
À primeira vista, os processos „flash‟ parecem ineficientes porque água quente
esfria consideravelmente, quando só uma pequena fração foi evaporada. Por exemplo, a
evaporação de cerca de 7 % de uma dada quantidade de água inicialmente a 100 oC, causa
esfriamento a 60 oC. Por outro lado, as vantagens de minimizar a formação de incrustações
e a simplicidade do modelo dos evaporadores “flash”, fazem com que seja competitivo.
Como exemplo de aplicação dos processos tipo “flash” podem ser citadas instalações no
12
Kuwait, com produção de 115,74 kg de água/s e um projeto de demonstração em San
Diego, produzindo 46,30 kg de água/s.
É possível produzir mais destilado por unidade de aquecimento de vapor, se o
processo “flash” é realizado em mais de um estágio. Por exemplo, considerando dois
estágios, a água salina vai evaporar a 60 oC na primeira câmara e a 40oC na segunda,
quando a água salina de alimentação está aproximadamente 20oC. A quantidade de água
evaporada em cada um dos dois estágios aproximadamente é a metade da evaporada no
estágio único.
Com dois estágios, o resíduo salino concentrado é descarregado a 40 oC, ao invés
dos 60oC no estágio único, portanto, menos calor é perdido com a descarga do resíduo, e o
aquecedor deverá elevar a temperatura da água salina de 60 oC para 80oC, e não de 60 a
100oC como no estágio único.
Resumindo, o fornecimento de calor externo para dois estágios é a metade do
necessário para estágio único.
Os valores de temperatura mencionados são aproximados, apenas para ilustrar que a
economia cresce com o aumento do número de estágios.
Há perdas na transferência de calor, portanto a água salina, nos tubos de entrada,
deixa os estágios sem absorver o calor total do vapor condensado. Na verdade, o
coeficiente de transferência de calor é menor do que o do evaporador de múltiplo “efeito”,
porque a água salina nos tubos do evaporador “flash” não entra em ebulição.
Para usar uma significativa porção do calor latente do resíduo salino concentrado e
aquecido que deixa o primeiro estágio, só 10 a 20 % são descartados, e o resto recirculado
pela seção de aquecimento.
O carbonato de cálcio é precipitado através do pré-tratamento dá água salina para
são formar incrustações aderentes aos tubos. A corrosão é minimizada, passando a água de
alimentação através de um dispositivo que subtrai o ar, antes de entrar para o aquecimento.
Grandes quantidades de ar e dióxido de carbono contido na água são também liberadas no
pré-tratamento.
Ar e gases incompressíveis são continuamente eliminados através do sistema de
ventilação, para manter as pressões nos diferentes estágios.
O principal custo de investimento é representado pelo material da tubulação e é
costume considerar a economia da evaporação “flash” em termos de tratamento de sua área
13
de transferência de calor. O aumento do número de estágios causa um decréscimo na
requerida área de troca de calor. Por exemplo, comparando instalações contendo grande
numero de estágios, e tendo idêntica produção diária, pode-se demonstrar que o grau de
desempenho é proporcional à área de aquecimento.
Os tubos de aquecimento podem ser dispostos vertical ou horizontalmente. Cada
arranjo tem suas vantagens, mas a horizontal é preferível para unidades maiores.
A Figura 2.2 mostra esquematicamente o processo de evaporação “flash” para n
estágios: a água a tratar passa por uma seqüência de trocadores de calor, nos quais a
temperatura é progressivamente acumulada, por condensação do vapor produzido nas
correspondentes câmaras de expansão („flash‟), atingindo de 80 a 110 oC. Depois de
aquecimento suplementar entre 90 e 120 oC por uma fonte externa de vapor, a água salina é
expandida consecutivamente através de um número n de estágios, contendo trocadores de
calor, onde sua pressão de vapor é progressivamente reduzida.
Ebulição e evaporação parcial ocorrem em cada estágio, o vapor condensado no
correspondente trocador de calor, sendo coletado nos canais como destilado, deixando
progressivamente a instalação, em paralelo com o rejeito salino, até que ambos são
extraídos do último estágio à temperatura de cerca de 40 oC. Vácuo é aplicado nas câmaras
„Flash‟ para manter a queda requerida na pressão do vapor.
Figura 2.2: Destilação por evaporação “Flash” de múltiplo estágio – LORCH (1987).
14
2.3.1.2 Destilação Solar
A utilização direta da energia solar para a dessalinização da água tem sido
pesquisada e utilizada já a algum tempo. Durante a II Guerra Mundial, realizou-se trabalho
considerável para fazer pequenos alambiques solares, conhecidos como destiladores
solares, para utilização em botes salva-vidas. Este trabalho continuou após a guerra,
resultando numa variedade de dispositivos sendo construídos e testados.
Estes dispositivos geralmente imitam uma parte do ciclo hidrológico natural no
qual a água salina é aquecida pelos raios solares de forma a propiciar a produção de vapor
d‟água (umidificação). O vapor de água é então condensado em uma superfície fria e o
condensado coletado como água produto. Um exemplo deste tipo de processo é o
destilador solar, similar à estufa solar de plantas e vegetais, no qual a água é aquecida num
reservatório existente sobre o piso (ocupando toda área do piso). A água condensa na
superfície interna da cobertura inclinada de vidro que cobre o reservatório conforme
mostra a figura 2.3.
As variantes deste tipo de destilador solar têm sido feitas num esforço para
aumentar a sua eficiência, mas todos compartilham as seguintes dificuldades, que
restringem a utilização desta técnica para produção em larga escala:
-
Necessidade de amplas áreas de coleta solar;
-
Alto custo de capital;
-
Vulnerabilidade a danos relacionados ao clima.
Os destiladores solares são dispendiosos na construção, embora a energia térmica
deva ser livre de custos, a energia adicional é necessária para bombear a água. Alem disso,
é necessária manutenção e operacionalização cuidadosas para prevenir a formação de
escalas (crostas) causada pela secagem do reservatório.
15
Figura 2.3: Destilação por evaporação através de energia solar – SPIEGLER (1965)
Vários dispositivos já foram utilizados para aumentar o efeito da radiação solar, tais
como o emprego de lentes e espelhos. A radiação solar se divide em três tipos: 40 % de
radiação visível, cerca de 5% de radiação ultravioleta, que varia com a umidade do ar, e
radiação infravermelha invisível que representa de 55 a 60 % da energia solar.
É possível captar mais energia pela rotação da superfície receptora continuamente
para manter sempre incidência normal. Por exemplo, numa latitude de 35o, é possível
interceptar 58% de radiação solar a mais.
As perdas de energia dependem de:
Condições meteorológicas, tais como, irradiação, temperatura do ar, velocidade
dos ventos;
Projeto do evaporador, tais como, tipo de material, forma e orientação do
evaporador e profundidade da câmara a evaporar, a qual afeta a variação da
temperatura diária da água salina, o que tem influência decisiva nas perdas.
16
Exemplos de aplicação do processo na África e na Índia apresentaram produção na
faixa de 1,9.10-7 m3/s/m2 a 3,7.10-7 m3/s/m2, com eficiência de 50% do aproveitamento da
energia solar disponível.
2.3.1.3 Destilação de Múltiplo Efeito (MED)
Destilação de múltiplos efeitos (MED), como o processo MSF, acontece em uma
série de recipientes (efeitos) e utiliza o princípio de redução de pressão interna nos vários
efeitos. Isto permite à água marinha se submeter à ebulição múltipla sem suprimento de
calor adicional após o primeiro efeito. Em uma planta MED, a água marinha entra no
primeiro efeito e a sua temperatura é elevada até o ponto de ebulição após ser pré-aquecida
nos tubos. A água marinha é então vaporizada sobre as superfícies dos tubos evaporadores
numa película fina para promover ebulição e evaporação rápida. Os tubos são aquecidos
pelo vapor através de um aquecedor, ou de outra fonte, que é condensado durante o
processo de transferência de calor. O condensado do vapor é reciclado para reutilização.
Apenas uma porção de água marinha aplicada aos tubos do primeiro efeito é
evaporada. A água remanescente é levada para o segundo efeito, onde é novamente
aplicada a uma série de tubos. Estes tubos são por sua vez aquecidos pelos vapores criados
no primeiro efeito. Este vapor é condensado formando o produto água doce, enquanto
libera calor para evaporar uma porção de água marinha remanescente no próximo efeito.
Isto continua pelos vários efeitos. Nas grandes plantas, tipicamente são encontradas de 8 a
16 efeitos.
Figura 2.4: Destilação por evaporação de múltiplo efeito – LORCH (1987)
17
Algumas das plantas mais recentes foram construídas para operar com uma
temperatura de topo (no primeiro efeito) de cerca de 70 oC. Isto reduz o potencial para
formação de crostas causadas pela água marinha no interior da instalação, mas por sua vez
aumenta a necessidade da área de transferência de calor adicional na forma de tubos. À
maioria das instalações mais recentes das plantas MED estão localizadas em algumas áreas
caribenhas. Embora o número de plantas MED ainda seja relativamente pequeno em
comparação aos de plantas MSF, este número tem aumentado.
2.3.1.4 Destilação por Compressão de Vapor
A destilação por compressão de vapor é geralmente utilizada para unidades de
dessalinização de água marinha em larga e média escala. O calor para evaporação da água
vem da compressão do vapor muito mais do que da troca direta de calor a partir do vapor
produzido em um aquecedor.
As plantas que utilizam este processo são geralmente desenhadas para tirar
vantagem do princípio de redução da temperatura do ponto de ebulição através da redução
de pressão. Dois métodos primários são utilizados tanto para condensar vapor quanto para
produzir calor suficiente para evaporar a água do mar que chega: um compressor mecânico
ou um jato de vapor. O compressor mecânico é comumente operado eletricamente,
permitindo o uso exclusivo de energia elétrica para produzir água através da destilação.
As unidades de VC têm sido construídas em várias configurações para promover a
troca de calor para evaporar a água marinha. O compressor cria um vácuo no recipiente e
então comprime o vapor retirado do recipiente e condensa-o dentro de um grupo de tubos
no mesmo recipiente. A água marinha é espalhada nas superfícies dos tubos aquecidos
onde ferve e evapora parcialmente, produzindo mais água.
Na unidade VC do tipo jato de vapor, também chamado de termo-compressor, um
orifício no jato de vapor cria e extrai vapor de água do recipiente principal, criando uma
pressão ambiente mais baixa neste. O jato de vapor comprime o vapor de água extraído.
Esta mistura é condensada nas paredes do tubo para fornecer energia (calor de
condensação) para evaporar a água marinha que é aplicada no lado externo das paredes do
tubo no recipiente.
18
Figura 2.5: Destilação pelo Processo de compressão de Vapor – LORCH (1987)
Tem-se na figura 2.5 um esquema simplificado do processo. A água a tratar é préaquecida a uma temperatura de 60 a 100oC pela troca de calor com a condensação do
destilado e com o rejeito salino. Para dar a partida e garantir as condições de operação
normal, um pré-aquecedor é alimentado externamente. O processo pode ser único ou com
vários efeitos. O vapor produzido no efeito é comprimido, mecanicamente ou por termocompressão antes de entrar no condensador e realizar a troca de calor no evaporador. O
destilado e o rejeito salino são descarregados através de um trocador de calor.
2.3.1.5 Congelamento
Foi realizado um amplo trabalho nos anos 50 e 60 para desenvolver a
dessalinização por congelamento. Durante o processo de congelamento, os sais dissolvidos
são excluídos naturalmente durante a formação de cristais de gelo. A água marinha pode
ser dessalinizada através do resfriamento para formar cristais em condições controladas.
Antes de toda a massa de água ter sido congelada, a mistura é normalmente lavada e
enxaguada para remover os sais da água remanescente ou aderidos aos cristais de gelo. O
gelo é então derretido para produzir água doce.
Teoricamente, o congelamento tem algumas vantagens sobre a destilação, o
processo predominante de dessalinização à época em que o processo de congelamento foi
19
desenvolvido. Estas vantagens incluem uma requisição de energia teoricamente mais baixa,
potencial mínimo para corrosão e pouca incrustação ou precipitação. A desvantagem é que
esta envolve o manuseio de misturas de gelo e água que são mecanicamente complexas
tanto no transporte, como no processamento.
Os processos de dessalinização por congelamento são baseados nos princípios e
equipamentos da tecnologia de refrigeração, e podem se diretos ou indiretos.
No congelamento direto, a água funciona como seu próprio refrigerante, usando
vapor d‟água, e no indireto é usado é usado um líquido mais volátil, como por exemplo o
n-butano, que é insolúvel na água, dispensando a instalação de dois sistemas de circulação
separados por superfícies de troca de calor.
2.3.1.5.1 Congelamento Direto
No congelamento direto, água a tratar é pré-resfriada por troca de calor e entra
numa torre de congelamento ou “freezer”, conforme mostra a figura 2.6, onde a pressão é
mantida a aproximadamente 4,052.102 N/m2, Sob tal pressão, a água salina entra em
ebulição e libera vapor. Este calor de evaporação é removido da água resfriada é dá início à
formação dos cristais de gelo. O líquido residual é o resíduo salino concentrado, que
através de trocadores de calor, volta à temperatura ambiente e é afastado do processo, com
exceção de uma parcela que retorna ao “freezer”, para controle da fluidez do rejeito.
Figura 2.6: Congelamento Direto – SPIEGLER (1965)
20
Os cristais de gelo são raspados na direção do derretedor, que para impedir a
entrada de ar e facilitar a entrada dos cristais, mantém a mesma pressão do “freezer”. No
recipiente de derretimento, o gelo é distribuído e entra em contato com o vapor d‟água do
“freezer” que é condensado, derretendo o gelo. A água produzida está à temperatura
próxima do ponto de congelamento, o que é aproveitado, bombeando-a para
armazenamento, através de trocadores de calor que vão resfriar a água de alimentação que
está entrando no processo.
Para manter o equilíbrio térmico do sistema, é preciso compensar as entradas de
calor, derivadas das seguintes fontes: energia aplicada ao compressor principal, trabalho de
bombeamento e penetração de calor da atmosfera. Para isolar o sistema dessas entradas de
calor, em geral e usado m sistema convencional de refrigeração, que remove calor da água
de alimentação.
2.3.1.5.2 Congelamento Indireto
No sistema de congelamento, mostrado na figura 2.7, o n-butano é misturado com a
água do mar pré-resfriada. Ocorre então a troca de calor, congelando a água e esquentando
o hidrocarboneto. Devido à baixa pressão no sistema, o n-butano evapora.
Figura 2.7: Congelamento Indireto - SPIEGLER; LAIRD (1980).
21
A solução salina adsorvida nos cristais de gelo é removida através de lavagem com
água doce. Os cristais de gelo são levados a um recipiente para o derretimento e obtenção
do produto água.
Pouca energia é envolvida nesse processo, no qual são formados gelos de
relativamente grandes dimensões, diminuindo os custos de lavagem. Se a taxa de formação
de cristais for alta, e a retirada de vapores não esta envolvida, o equipamento requer
volume relativamente pequeno. A desvantagem de processo indireto é a dispendiosa
separação e lavagem do gelo.
2.3.2 Processos Através de Membrana
Na natureza, as membranas desempenham um importante papel na separação dos
sais. Isto inclui tanto os processos de diálise quanto de osmose que ocorrem no corpo. As
membranas
são
utilizadas em dois processos comercialmente
importantes de
dessalinização: Eletrodiálise (ED) e Osmose Reversa (RO). Cada processo utiliza a
capacidade das membranas de diferenciar e separar seletivamente sais e água. Entretanto,
as membranas são utilizadas diferentemente em cada um destes processos.
A eletrodiálise utiliza um potencial elétrico para deslocar seletivamente os sais
através de uma membrana, deixando para trás água doce, como produto.
No processo RO, a pressão é utilizada para a separação permitindo-se que a água
doce se mova através de uma membrana, deixando para trás os sais.
Estes dois conceitos têm sido explorados pelos cientistas desde a virada do século
passado, mas sua comercialização para dessalinização da água tem ocorrido apenas nos
últimos trinta anos.
2.3.2.1 Osmose Reversa
Na osmose reversa, a água escoa no sentido inverso ao da osmose, devido à
aplicação de pressão à solução mais concentrada. Portanto, a água passa pela membrana no
sentido da solução mais diluída, produzindo água doce, deixando para trás um resíduo
22
fortemente concentrado e sob pressão, obviamente superior à pressão osmótica e cujo valor
depende da diferença entre as concentrações.
Na prática, a água salina é bombeada para um recipiente fechado onde é
pressurizada contra a membrana. Como uma parte da água passa através da membrana, a
água remanescente aumenta a concentração de sal. Ao mesmo tempo, uma parte desta água
é escoada sem passar através da membrana.
A Figura 2.8 mostra uma comparação entre osmose e osmose reversa.
Figura 2.8: Comparação entre Osmose e Osmose Reversa – KEMMER (1988).
Sem este escoamento controlado, a água pressurizada continuaria a aumentar a
concentração de sal, criando problemas como precipitação de sais supersaturados e
aumento da pressão osmótica através das membranas. A quantidade de água escoada para
ser consumida neste fluxo de salmoura varia de 20 a 70% do fluxo de alimentação,
dependendo da quantidade de sal da água do abastecimento.
O pré-tratamento é importante na RO porque a água deve passar através de
passagens muito estreitas durante o processo. Por conseguinte, os sólidos suspensos devem
ser removidos e a água pré-tratada de forma a não ocorrer precipitação de sal ou
crescimento de microorganismos nas membranas. Normalmente o pré-tratamento consiste
de filtração e adição de ácido ou outras substâncias químicas para inibir a precipitação.
23
A bomba de alta pressão fornece a pressão necessária para permitir à água passar
pela membrana e ter os sais rejeitados. Esta pressão varia de 1,7.10 6 a 2,7.106 N/m2 para a
água salobra e de 5,4.106 a 8,0.106 N/m2 para a água salgada.
A membrana e seu conjunto consistem de um recipiente de pressão e uma
membrana que permite que a água seja pressurizada contra a membrana. A membrana deve
ser capaz de suportar a queda de toda a pressão através dela. As membranas
semipermeáveis são frágeis e variam em sua capacidade de passar água doce e rejeitar a
passagem de sais. Nenhuma membrana é perfeita na sua capacidade de rejeição de sais, de
forma que uma pequena quantidade de sais passa através da membrana e aparece na água
produto.
As membranas de RO são de configurações variadas. Duas destas membranas mais
bem sucedidas comercialmente são em forma de espiral e a de fibra fina porosa. Estas
configurações são utilizadas para dessalinizar tanto água salobra quanto marinha, embora a
construção da membrana e o recipiente de pressão irão variar dependendo do fabricante e
do conteúdo de sal da água.
O pós-tratamento consiste na estabilização da água e preparação desta para
distribuição. Este pós-tratamento deverá consistir da remoção de gases tais como sulfeto de
hidrogênio e ajuste de pH.
Dois aperfeiçoamentos têm ajudado a reduzir o custo operacional das plantas RO
durante a ultima década: O desenvolvimento de membranas que possam operar
eficazmente com pressões mais baixas e a utilização de instrumentos para recuperação de
energia. As membranas de baixa pressão são amplamente utilizadas para dessalinizar água
ligeiramente salgada (salobra). Os instrumentos de recuperação de energia são conectados
ao fluxo de concentrado à medida que este deixa o recipiente de pressão. A água na
corrente de concentrado perde apenas 1,0.106 a 4,0.106 N/m2 em relação à pressão aplicada
pela bomba de alta pressão. Estes instrumentos de recuperação de energia são mecânicos e
geralmente consistem de turbinas ou bombas de algum tipo que possam converter a queda
de pressão em energia rotativa.
Os principais problemas que envolvem o equipamento de osmose reversa em geral
e a membrana em particular são provocados por resíduos. Portanto, ao projetar o prétratamento é necessário considerar o seguinte:
incrustações nas membranas
24
precipitação de óxidos metálicos
entupimento no equipamento
resíduos coloidais
crescimento biológico dentro do equipamento.
O projeto simplificado de um sistema de osmose reversa para a dessalinização de
água consiste basicamente de uma bomba para trazer a água a tratar na pressão de operação
requerida, uma membrana num recipiente sob pressão e uma válvula para controle da
descarga do rejeito salino. Entretanto, para que o tratamento seja interessante devem ser
consideradas algumas exigências tais como:
Resistência da membrana a pressões da ordem de 14,18.10 5 a 83,08.105 N/m2 ,
dependendo da concentração dos sólidos dissolvidos totais da água a tratar
Alta produtividade por unidade de volume
Manutenção fácil da limpeza do equipamento
Evitar a passagem secundária da água de alimentação para o produto.
2.3.2.2 Eletrodiálise
A eletrodiálise foi comercialmente introduzida nos anos 60, cerca de 10 anos antes
da Osmose Reversa. O desenvolvimento da eletrodiálise forneceu uma forma eficaz no que
se refere a custo para dessalinizar a água salobra e incitou um interesse considerável nesta
área.
A eletrodiálise depende dos seguintes princípios gerais:
A maioria dos sais dissolvidos na água são iônicos, estando carregados
positivamente (catiônico) ou negativamente (aniônico).
Estes íons são atraídos para eletrodos com carga elétrica oposta.
As membranas podem ser construídas para permitir a passagem seletiva tanto de
ânions como de cátions.
Os constituintes iônicos desenvolvidos em uma solução salina tais como Na +, Ca2+
e CO32- estão dispersos na água, neutralizando eficazmente suas cargas individuais.
Quando são colocados eletrodos ligados a uma fonte externa de corrente continua como
25
uma bateria e um contêiner de água salgada, a corrente elétrica é transportada através da
solução, com os íons tendendo a migrar para o eletrodo de carga oposta.
Para estes fenômenos dessalinizarem a água, as membranas deverão permitir a
passagem de cátions ou ânions (mas não de ambas), sendo colocadas entre um par de
eletrodos. Estas membranas são arrumadas alternadamente com uma membrana seletiva de
ânions seguida de uma membrana seletiva de cátions. Uma chapa espaçadora que permite à
água fluir pela face da membrana é colocada entre cada par de membranas.
Um espaçador estabelece um canal que transporta água como produto, enquanto o
próximo carrega água salobra. Como os eletrodos estão carregados e a água salina flui ao
longo do espaçador em ângulos retos para os eletrodos, os ânions na água são atraídos e
desviados na direção dos eletrodos positivos. Isto dilui o conteúdo de sal da água no canal.
Os ânions passam através da membrana seletiva de ânions, mas não podem passar além da
membrana seletiva de cátions, que bloqueia seu trajeto e prende o ânion na água salgada.
De forma semelhante, os cátions sob a influencia do eletrodo negativo movem-se na
direção oposta através da membrana seletiva de cátion para o canal de concentrado no
outro lado. Aqui os cátions são aprisionados porque a próxima membrana é seletiva de
ânions e evita mais movimento na direção do eletrodo.
Através desta combinação, as soluções concentradas e diluídas são criadas nos
espaços entre as membranas alternantes. Estes espaços, ligados pelas duas membranas
(uma aniônico e outra catiônica) são chamados células. O par de células consiste de duas
células, uma na qual os íons migram (a célula diluída com a água produto) e outra na qual
os íons se concentram (a célula concentrada com o fluxo de salmoura).
A unidade básica de eletrodiálise consiste de vários pares (centenas) de células
juntas a eletrodos na parte externa e é referida como um perfilado de membranas. A água
passa simultaneamente em caminhos paralelos através de todas as células para
proporcionar um fluxo contínuo de água dessalinizada e água salgada para emergir no
perfilado. Dependendo do desenho do sistema, produtos químicos podem ser adicionados
aos fluxos no perfilado, para reduzir o potencial de formação crostas.
A água em estado natural deve ser pré-tratada para evitar a existência de materiais
que poderiam danificar as membranas ou obstruir os canais estreitos nas células de entrada
do perfilado de membrana. A água circula através da parede através de uma bomba de
baixa pressão com energia suficiente para se sobrepor (vencer) a resistência da água à
26
medida que esta passa através de passagens estreitas. Geralmente, é usado um retificador
para transformar corrente alternada em corrente contínua nos eletrodos do lado externo dos
perfilados de membranas.
O pós-tratamento consiste na estabilização da água e na preparação desta para a
distribuição. Este pós-tratamento deverá consistir da remoção de gases tais como sulfeto de
hidrogênio e ajuste de pH.
A medida da eficiência do processo é quanto da energia aplicada é usada no
transporte dos íons, em oposição à dissipação como calor no retorno da resistividade
elétrica interna do sistema, ou seu desperdício em outra forma de expressão eletroquímica.
Uma das exigências no desempenho das membranas, é que passem facilmente os íons para
minimizar a resistência interna. A segunda é que possuam baixa transferência de água, para
assegurar tão alta produção de água dessalinizada quanto possível.
Como qualquer processo, a eletrodiálise também apresenta alguns problemas:
impedimentos à passagem de corrente elétrica entre o arranjo das membranas, com as
interfaces solução/membrana apresentando resistências, imperfeição das membranas na
seletividade dos íons, desperdício de energia provocado pelo aquecimento das próprias
membranas e da solução ionizada, e polarização das concentrações de sal. Portanto, os
níveis teóricos de energia necessária para a prática da eletrodiálise ficam maiores.
A eficiência total do processo depende da eficiência na utilização da corrente
elétrica, das necessidades de voltagem e da polarização da solução. O nível de eficiência de
corrente vai depender da quebra da molécula da água com a ionização, formando
hidrogênio (H+) e hidroxila (OH-), e conseqüentemente desvio de corrente: menor
seletividade das membranas é função da grande transferência de água e surgimento de
corrente alternativa paralela através das pilhas, e uma tendência à formação de incrustações
de carbonato e sulfato de cálcio, junto às membranas.
A polarização, além de conseqüências técnicas, apresenta conseqüências
econômicas. O uso de bombas de circulação, caracterizadas por altas taxas de escoamento,
minimiza a formação de camadas nas divisas e aumentam os espaços dos compartimentos.
Os custos de energia de circulação serão adicionados, mas, a redução da polarização vai
diminuir a energia total necessária à pilha.
Reações podem ocorrer nos eletrodos, aumentando o consumo de energia além de
conseqüências prejudiciais ao processo. O trafego de elétrons que ocorre nos eletrodos
27
resulta em reações químicas, que devem se acomodadas no projeto da pilha. Para tanto,
recomenda-se isolamento hidráulico dos compartimentos dos eletrodos. Reações no catodo
provocam aumento da alcalinidade devido à formação de hidroxilas, e neste caso deve-se
ajustar o pH. E se houver tendência à concentração de íons cloro (reações no anodo), podese usar agentes redutores, tais como bissulfito de sódio.
Do ponto de vista do produto água, é importante considerar:
A alimentação do processo deve ser água livre de ferro, manganês, turbidez, e
matéria orgânica para a ótima operação.
Dados sobre a vida útil das membranas e eletrodos são importantes na
determinação de custo.
Em geral, 10 a 30% da alimentação são necessários para afastar os sais
concentrados e os minerais removidos. Pequenas unidades compactas de
eletrodiálise produzem de 0,5 m3 a 1,0 m3 de água por dia, consumindo menos
que 60 watts. Em geral são empregados para uso doméstico e pequenas
fazendas onde energia elétrica é disponível.
Para tratamento da água do mar não é considerado um processo econômico,
devido a alta concentração de sólidos dissolvidos.
28
CAPÍTULO III
BALANÇO TERMICO EM UM DESSALINIZADOR MED DE
PEQUENO PORTE TIPO HTTF
3.1 INTRODUÇÃO
A configuração típica utilizada nos desenhos de plantas MED mais atuais é a do
tipo HTTF com uma disposição na qual a água salgada é distribuída como um delgado
filme sobre a face externa dos tubos horizontais com o vapor que se condensa fluindo para
a face interna dos tubos. Podem ser alcançados altos coeficientes de transferência de calor
devido ao fato de que a água salgada está fervendo fora dos tubos e o vapor está se
condensando dentro. Com o vapor que aquece entrando na série de tubos por um lado e o
destilado sendo descarregado pelo outro, temos gases não condensáveis direcionados
positivamente e unidirecionalmente, fora da zona de transferência de calor. O
desprendimento do vapor da água em ebulição é muito suave, de forma que o transporte de
gotículas é minimizado visto que a evaporação ocorre por sobre toda a superfície de
transferência de calor.
Este desenho tem a importante vantagem de ser estável a condição de carga parcial
com respostas rápidas às alterações nas condições terminais devido à quantidade
relativamente pequena de água salgada nos efeitos. Este aspecto é particularmente
importante quando se utiliza uma fonte de energia solar para suprir a energia térmica na
forma de água aquecida para o primeiro efeito do evaporador. Em uma situação assim, a
temperatura da água aquecida varia durante o dia, dependendo da intensidade da radiação
solar que cai nos coletores solares e o evaporador irá operar sob condições de carga parcial
em uma parte substancial de um dia típico.
29
As plantas MED de disposição HTTF podem ser configuradas de várias formas. O
arranjo normal é ter o suprimento pré-aquecido em vários pré-aquecedores até atingir uma
temperatura logo abaixo daquela do primeiro efeito numa configuração de alimentação
para frente com um fluxo e água salgada (concentrado) único em cada efeito. A água
salgada do segundo efeito se torna o abastecimento do terceiro efeito e assim por diante.
Neste arranjo a concentração da água salgada aumenta enquanto que a temperatura diminui
à medida o concentrado avança do efeito de topo para os que os se sucedem,
conseqüentemente a concentração mais alta ocorrerá à temperatura mais baixa. Este é
obviamente o melhor arranjo do ponto de vista de formação de crostas.
3.2 ASPECTO DO DESENHO DO EVAPORADOR
O evaporador MED considerado nesse estudo é de configuração HTTF, devido a
sua configuração e arranjo este modelo é chamado de MES (Multi-efect stack), ELNASHAR (1985), consta de 18 efeitos, 17 pré-aquecedores e um condensador, no qual os
diferentes efeitos são dispostos em duas colunas com o efeito de topo (1º efeito) sendo
comum às duas colunas. Uma coluna contém os efeitos de números impares (1,3,5,...N-1) e
na outra coluna os efeitos de números pares (2,4,6,...N). Existem passagens com
interconexão entre os as duas colunas para permitir que o vapor gerado em m efeito passe
para o próximo efeito na outra coluna. A água de abastecimento pré-aquecida é espalhada
no feixe de tubos do primeiro efeito e a água salada (concentrado) deste efeito é dividida
igualmente entre as duas colunas (2 grupos) e flui pela ação da gravidade cascateando para
baixo de um efeito para o efeito seguinte. Dessa forma cada grupo carregará metade da
água salgada concentrada descarregada a partir do primeiro efeito. A água salgada
concentrada quando alcança o efeito mais baixo (de base) é descarregada no mar.
Cada efeito, exceto o de base, contém um feixe de tubos pré-aquecedores separados
por camadas internas de divisão. Existe uma placa de esguichos no assoalho de cada efeito
para distribuir o spray de água salgada concentrada uniformemente por sobre o feixe de
tubos do efeito seguinte. A placa de esguicho é coberta por uma tela para proteger os furos
do esguicho de entupimento por entulho. São incorporados separadores em cada passagem
de vapor para evitar o transporte de gotículas de água salgada que podem contaminar o
produto.
30
A energia térmica abastece o evaporador na forma de água aquecida que flui
através do feixe de tubos do primeiro efeito. À medida que a água quente flui através dos
tubos, sua temperatura cai por causa da transferência de calor para a água marinha que
escorre por fora dos tubos.
31
mf
Taq(1)
ÁGUA
AQUECIDA
mv(1)
E1
Taq(2)
P1
Tp(1)
mc(1)/2
mc(1)/2
mv(2)
E2
mv(2)
mC(2)
E3
P2
mv(3)
Pi
Ei
mv(i)
md(i)
Ei-1
Tp(i+1)
E17
E18
P17
DESCARTE DO
CONCENTRADO
17
md(i-1)
i=1
Tam(2)
C
Tam(1)
Md
PRODUTO
Figura 3.1: Diagrama esquemático do dessalinizador MED
ÁGUA
MARINHA
32
O vapor é gerado em cada efeito através de fervura e evaporação instantânea exceto
no primeiro efeito no qual o vapor é gerado principalmente através da fervura. O vapor
gerado em um efeito passa através dos separadores para dentro dos tubos no efeito seguinte
onde este se condensa para formar parte do vapor gerado naquele efeito. O condensado de
um efeito junta-se ao condensado do efeito seguinte através de tubos de conexões. O vapor
gerado no ultimo efeito é condensado em um condensador. O destilado que sai do
condensador junta-se ao destilado acumulado de todos os efeitos, como mostra a figura 4.1.
O nosso desenho baseia-se em uma planta MED de dessalinização solar em
funcionamento em Abu Dhabi (EUA), El-Nashar (1985). Onde, a áreas de superfícies de
cada um dos diferentes feixes de tubos são:
Evaporador do 1º efeito, 24 m2.
Evaporadores do 3º ao 13º efeitos, 61m2.
Evaporadores do 2º e do 14º ao 18º efeitos, 63m2.
Condensador, 35m2.
Pré-aquecedores, 19m2.
A capacidade nominal da planta é de 1,389 m3/s e a quantidade de calor consumido
TCC é 183,35.103 J/kg de destilado.
3.3 ANÁLISE TÉRMICA DA INSTALAÇÃO
O modelo simples a ser desenvolvido neste estudo baseia-se nas seguintes
afirmações:
O processo ocorre em regime permanente.
Nenhuma perda de calor para a atmosfera de qualquer parte da planta.
Não á mistura da água salgada concentrada com o vapor.
O condensado que deixa cada efeito está m estado líquido saturado.
A queda de pressão através dos separadores é desprezível.
A diferença entre a temperatura do vapor no ultimo efeito e a temperatura da
água marinha que sai do condensador é constante igual a 1,2 °C, em
conformidade com dados experimentas.
33
A diferença de temperatura do vapor entre os sucessivos é assumida constante.
A diferença de temperatura da água de alimentação que passa através de cada préaquecedor é assumida constante.
A diferença entre a temperatura de saída da água aquecida e a temperatura da água
de alimentação que deixa o pré-aquecedor é constante e igual a 1,1°C em
conformidade com dados experimentais.
A diferença entre a temperatura de saída da água aquecida e a temperatura da água
salgada concentrada no aquecedor é assumida como constante e igual a 1,2°C em
conformidade com dados experimentais.
O evaporador em estudo pode ser concebido como consistindo de quatro partes
estruturais: o bloco aquecedor (primeiro efeito), o bloco evaporador (consistindo dos
efeitos N-1) e o bloco pré-aquecedor (consistindo dos efeitos N-1) e o bloco condensador,
sendo N = 18.
3.3.1 Aquecedor
Um balanço de massa, sal e de energia em torno do aquecedor (Figura 4.2) pode ser
escrito como segue:
maq Taq(1)
VAPOR
mv(1) Tv(1)
ÁGUA
AQUECIDA
E1
Taq(2)
mc(1)
CONCENTRADO DE
ÁGUA SALGADA
Figura 3.2: Diagrama de Fluxo do Aquecedor (1o Efeito)
Tc(1)
34
mf
mc (1) mv 1
Sc
Sf
( 3.1 )
mf
mc 1
maq Cpaq
Ta 1
( 3.2 )
Ta 2
mv 1 hv 1
mc 1 Cpc 1 Tc 1
mf Cpf Tp 1
( 3.3 )
A equação da transferência de calor para o aquecedor pode ser escrita como:
Qaq
maq Cpaq Taq 1
Taq 2
A aq Uaq
Taq 1
ln
Taq 2
Taq 1
Tc 1
Taq 2
Tc 1
( 3. 4)
Onde o coeficiente global de transferência de calor U aq é dado pela seguinte
correlação baseado em testes experimentais, EL-NASHAR (1990):
U aq
4,186
0,3039
0,476136
maq
mf
3
Taq 1
Taq 2
2
0,28935
Tv 1
Tv 1
1,3516
( 3.5 )
Onde Uaq está em unidade J/m2.s.°C e as taxas de fluxo maq e mf são expressas em
m3/h.
3.3.2 Evaporadores
Para os efeitos E2 e E3 (Figura 4.3), as equações da conservação de massa e energia
são as seguintes:
35
mc(i)/2 Tc(i)
i = 2, 3
VAPOR mv(i)
CONDENSADO
md(i)
VAPOR
mV(i-1)
CONCENTRADO DE
ÁGUA SALGADA
mc(i) Tc(i)
Figura 3.3: Diagrama de Fluxo do Evaporador (Efeitos 2 e 3)
mc 1
2
Sc i
mb i
Sc i
mv i
( 3.6 )
mc 1
2m c i
mv i 1 L i 1
Qp i 1
mc 1
Cpc 1 Tc 1
2
( 3.7 )
mv i h v i
mc i Cpc i Tc i
( 3.8 )
Para os efeitos seguintes (i=4 até N), Fig. 4.4, as equações da conservação de massa
e energia são:
36
mc(i-1) Tc(i-1)
VAPOR mv(i)
CONDENSADO
md(i)
VAPOR
mV(i-1)
CONCENTRADO DE
ÁGUA SALGADA
mc(i) Tc(i)
Figura 3.4: Diagrama de Fluxo do Evaporador (Efeitos 4 a N)
mc i 1
Sc i
mc i
Sc i 2
mv i
( 3.9 )
mc i 2
mc i
( 3.10 )
mv i 1 L i 1
Qp i 1
mv i hv i
mc i 1 Cpc i 1 Tc i 1
mc i Cpc i Tc i
( 3.11 )
Onde QP(i-1) é o calor transferido a água de alimentada no pré-aquecedor (i-1).
A equação da transferência de calor para um efeito típico E i pode ser dada como:
Qev i
mv i 1 L i 1 Qp i 1
Uev i Aev i Tv i
Tv i 1 EPE
( 3.12 )
Onde o coeficiente global de transferência de calor Uev(i) pode ser expresso como:
Uev i
1
1
1
hevs i
hevt i
( 3.13 )
37
Onde hevs(i) e hevt(i) são os coeficientes de película do lado externo e lado interno
do tubo, respectivamente. As correlações que expressam estes coeficientes em termos de
taxa de fluxo e temperatura são obtidas de ELNASHAR (1990) e são dados abaixo:
0,386
hevs i
422,2 mc i
hevt i
3026,7 Tv i 1
Tv i
0,48
Tv i
Tv i 1
Tv i
1,063
( 3.14 )
1,415
( 3.15 )
Estes coeficientes são expressos em J/s.m2.°C,
a taxa de fluxo em m3/h e a
temperatura em °C.
3.3.3 Pré-aquecedores
A equação da conservação da energia para um pré-aquecedor típico (Figura 4.5), Pi
é dada abaixo:
SAÍDA
mf(i) Tp(i)
SAÍDA DE
VAPOR
ENTRADA
DE VAPOR
mv(i)
mv(i)
mf(i+1) Tp(i+1)
ENTRADA
Figura 3.5: Diagrama de fluxo do Pré-Aquecedor
Qp i
mf Cpf i Tp i
Tp i 1
( 3.16 )
38
Esta equação é aplicável no intervalo i = 1 a N-1. Para o ultimo pré-aquecedor, a
equação da energia toma a seguinte forma:
Qp N 1
mf Cpf N 1 Tp N 1
Tam 2
( 3.17 )
A equação da transferência de calor par um pré-aquecedor típico pode ser escrita
como:
Qp i
Up i Ap
Tv i
mf Cpf i Tp i
Tp i 1 Tv i Tp i
Tv i Tp i 1
ln
Tv i Tp i
( 3.18 )
Tp i 1
O coeficiente global de transferência de calor para um pré-aquecedor típico é
também escrito em termos dos coeficientes de películas externa e externa do tubo como:
Up i
1
1
1
hps i
hpt i
( 3.19 )
As correlações para os dois coeficientes para os pré-aquecedores são obtidas de
Duckler et al. (1969):
h ps i
2253,5 Tv i 1
Tp i 1
h pt i
244,4 1,35 0,01Tp i 1
0,85
Tp i
( 3.20 )
mf
0,8
As unidades para estas correlações são as mesmas como as anteriores.
( 3.21 )
39
3.3.4 Condensador
A equação da conservação de massa no condensador (Figura 4.6) é como segue:
mv(18)
Tam(2)
ÁGUA
MARINHA
md(18)
mam, Tam(1)
Figura 3.6: Diagrama de Fluxo do Condensador
md (N)
mv (N)
( 3.22 )
Aplicando a lei da conservação da energia em torno do condensador, obtemos:
mam Cpam Tam 2
Tam 1
mv N hv N
md (N) hl
( 3.23 )
A equação da transferência de calor para o condensador é:
Qcond
Ucond A cond
Tv N
Tam 1
Tv N Tam 2
T N Tam 1
ln v
Tv N Tam 2
( 3.24 )
O coeficiente global de transferência de calor para o condensador é dado como
segue:
Ucond
1
1
1
hcons
hcont
( 3.25 )
40
As correlações para os coeficientes de películas para o lados externo e interno do
tubo do condensador são dadas como em EL-NASHAR (1990):
h conds
4,649 Tv N
hcondt
228,5 Tam 1
Tam 1
Tam 2
0,462
2
Tam 2
mf
0,8
( 3.26 )
( 3.27 )
Novamente, as unidades para estas correlações são as mesmas como as anteriores.
3.3.5 Balanço global
Em adição as equações de conservação e de transferência de calor apresentadas em
cada um dos blocos, três equações de conservação adicionais para água, sal e energia
podem ser obtidas pela aplicação dos princípios do balanço de calor e massa para a planta
como um todo. As equações resultantes são dadas abaixo:
mf
Md mc N 1
m f S am
mc N
mc N 1 S c N 1
maq Cpaq Taq 1
Taq 2
( 3.28 )
mc N S c N
( 3.29 )
mam - mf Cpam Tam 2
m N 1 Cpc N 1 Tc N 1
mc N Cpc N Tc N
( 3.30 )
Md hl mam Cpam Tam 1
3.4 PROPRIEDADES FÍSICAS
Estas representam uma parte complementar essencial do modelo. As propriedades
físicas usadas nesta análise são calor específico, Cp, calor latente de vaporização, L v
elevação do ponto de ebulição e EPE.
41
3.4.1 Calor específico
As correlações usadas na determinação do calor específico foi extraída de FIORINI
et al (2001):
Cp
A T CT2
DT3 106
( 3.31 )
4206,8 6,6197 S 1,2288 10 2S2
( 3.31a )
Onde:
A
B
1,1262 5,4178 10 2 S 2,2719 10 4 S2
( 3.31b)
C 1,026 10 2 5,3566 10 4 S 1,8906 10 6 S2
D
( 3.31c)
6,87774 10 7 1,517 10 6 S 4,42 10 9 S2
( 3.31d )
Onde Cp é expresso em J/kg.°C.
3.4.2 Calor latente de vaporização
O calor latente de vaporização é determinado como em EL-NASHAR;
QAMHIYEH (1995):
Lv
597,6
0,565 T
0,7828
10
4
T2
0,2859
10
5
T2
4186
( 3.32 )
42
3.4.3 Elevação do ponto de ebulição (EPE)
As correções usadas na determinação da EPE foi extraída de EL-NASHAR;
QAMHIYEH (1995):
EPE
0,05 8,77 S 0,9576 0,8189 10 2 T 0,1647 10 4 T2
( 3.33 )
3.5 MÉTODO COMPUTACIONAL
Os códigos computacionais foram desenvolvidos utilizando a linguagem de
programação FORTRAN 90 e usando-se o Power Station 4.0 sendo executado em
ambiente Windows. A plataforma computacional foi um Microcomputador K¨6 II de 450
MHz com 160 MB de memória RAM.
Um valor aproximado para a diferença de temperatura entre a água do mar na saída
do condensador, e a água do mar na entrada do condensador é assumido e ajustes da
temperatura de saída aquecida t aq( 2 ) e da temperatura da água do mar na saída do
condensador tam( 2 ) são feitos.
As condições iniciais nos leva as seguintes equações:
Tv N
Tam 2
1,2
( 3.34 )
Tp 1
Taq 2
1,1
( 3.35 )
Tc 1
Taq 2
1,2
( 3.36 )
Tv i
Tv i 1
Tv
Tv
Tv 1 Tv N
N 1
( 3.37 )
( 3.38 )
43
Tp i
Tp
Tp i 1
Tp 1
Δ Tp
( 3.39 )
Tam 2
( 3.40 )
N 1
Os parâmetros de entrada de dados são a taxa de fluxo da água aquecida maa,
temperatura da água aquecida t aq, taxa de fluxo de água marinha mam taxa de fluxo da água
de abastecimento do sistema mf e temperatura da água do mar na entrada do condensador
tam( 1 ). Os resultado de saída são a produção de destilado M d, a taxa de consumo de calor
específico CCE, a distribuição de temperatura da água salgada concentrada, massa t ac( i ),
massa de água salgada em cada efeito mc( i ), massa de vapor em cada efeito mv( i ) e a
concentração salina em cada efeito S( i ).
A taxa de consumo de calar específico é determinada através da expressão:
CCE
Qaq
( 3.41 )
Md
3.5.1 Outras propriedades
No desenvolvimento do método computacional, outras propriedades da água e do
vapor saturado também foram consideradas. Estas propriedades são determinadas como
segue:
3.5.1.1 Densidade
A densidade é determinada como em FOFONOFF; MILLARD Jr. (1983):
ρam
ρap
b0 b1T2 b2T3 b4t 4 S
c0
c1T c 2t 2 S3/2
d0 S2
( 3.42 )
44
onde
ap
é a densidade da água pura e é determinada através da seguinte expressão:
ρap
a0
a1T a2T2 a3T3
a 4T 4
a5T5
( 3.43 )
os valores dos coeficientes a0, a1, a2, a3, a4, a5, b0, b1, b2, b3, b4, c0, c1, c2 e d0 são os
seguintes:
a0 = 999,842594
b0 = 8,2493x10-1
c0 = -5,72466x10-3
a1 = 6,793952x10-2
b1 = -4,0899x10-3
c1 = 1,0227x10-4
a2 = -9,095290x10-3
b2 = 7,6438x10-5
a3 = 1,001685x10-4
b3 = -8,2467x10-7
a4 = -1,120083x10-6
b4 = 5,3875x10-9
a5 = 6,536332x10-9
Onde a densidade
am
c2 = -1,6546x10-6
d0 = 4,8314x10-4
é dada em kg/m3 e T a temperatura em °C
3.5.1.2 Entalpia do valor de água saturado
A entalpia do vapor é determinada como segue FIORINI et al (2001):
hv
2500,15
1,947036 T 0,00195 T 2 10 3
( 3.44 )
onde a entalpia é expressa em J/kg e a temperatura t em °C.
3.5.1.3 Entalpia da água líquida saturada
Para a determinação da entalpia da água no estado líquido saturado foi feita uma
correlação entre a entalpia e a correspondente temperatura. Esta correlação foi obtida
45
através de regressão linear com os dados colhidos da tabela termodinâmica exposta em
Van Wylen et al (1997).
hl
0,00679
4,18724 Tl
10 3
( 3.45 )
onde hl é expresso em J/kg e Tl em °C. Esta expressão é valida para 20,98<hl<419,2 e
5<Tl<100.
46
Dados de entrada mam, maq, mf Tam(1), Taq(1), Sam
Inicio do cálculo interativo no 1o efeito
Assumir Tam=4oC
Calcular Uaq e Q‟aq=Aaq*Uaq* Tmlaq
Calcular Taq(2), Qaq e mv(1)
Com Q‟aq, calcular m‟v(1)
Tam
Aumenta ou
diminui
mv(1) –m‟v(1) < 10-6 ?
Não
Sim
Tendo Tam(2) e Taq(2), calcular Tc(1) e Tp(1)
Início do calculo interativo para os efeitos E2 a EN
i=2
i = i+1
Não
Tam(2) =(T‟am(2)+Tam(2))/2
Calcular mv(i), Uev(i), Up(i), Sc(i) e mc(i)
i=N ?
Sim
Calcular Qc = Ac*Uc* Tml e T‟am(2)
T‟am(2) -Tam(2) < 10-6 ?
Não
Sim
Imprimir Tc(i), S(i), mv(i), Tv(i), Md, Taq(2), Tam(2), e CCE
Figura 3.7: Fluxograma do Procedimento Computacional
47
CAPÍTULO IV
ANÁLISE DOS RESULTADOS
4.1 ANÁLISE DOS RESULTADOS
Na tabela 4.1 temos os resultado de vinte testes que foram feitos, considerando
condições de operações variadas onde a taxa de produção de água destilada e o consumo
de calor específico são apresentados. A taxa de fluxo de água marinha, mam foi mantida
constante e igual a 8,33.10-3 m3/s em todos os testes.
Tabela 4.1: Resultado da taxa de produção de destilado M d e consumo de calor específico CCE
para diferentes condições de operações do evaporador.
No de testes
maq
10 .(m3/s)
3,67
3,67
2,76
2,75
3,53
3,53
3,47
4,43
4,43
4,94
4,89
5,56
5,58
4,17
4,17
4,83
4,83
5,58
5,58
4,17
-3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
mf
10 .(m3/s)
4,44
4,43
4,11
4,04
4,23
4,19
4,41
4,94
5,11
4,92
4,81
5,01
4,71
5,24
5,41
5,36
5,13
5,41
5,28
4,23
-3
Taq(1) (oC)
Tam (oC)
81,94
80,67
90,4
89,3
85,9
91,28
88,92
90,28
90,21
90,58
88,94
89,73
89,05
91,95
90,21
90,33
89,62
91,00
89,88
83,71
35,60
35,10
38,17
35,43
35,38
38,04
27,72
28,86
29,15
29,37
28,45
28,88
28,07
27,66
27,86
27,26
27,06
26,48
26,54
27,10
Md
10 .(m3/s)
9,67
9.47
9,78
9,36
9,69
10,28
9,42
10,50
10,72
10,72
10,36
10,83
10,33
10,81
10,92
10,97
11,19
11,17
10,94
8,97
CCE (kJ/m3)
-4
262718,68
260019,63
279984,25
283184,49
275517,96
287469,24
306977,34
312789,68
311867,09
314591,34
310527,02
314381,07
313637,31
323103,48
315754,29
320335,45
356904,39
327742,54
322692,54
292063,29
48
A distribuição da temperatura do concentrado de água salgada Tc, da temperatura
da água de abastecimento Tp da temperatura do vapor Tv, da salinidade Sc, do fluxo do
concentrado de água salgada mc e do fluxo de vapor mv que foram calculados no teste 1
são apresentados na tabela 4.2. As condições estabelecidas foram: maq= 3,67.10-3 m3/s, mf
= 4,44.10-3 m3/s, mam= 8,33.10-3 m3/s, Taq= 81,94 0C, Tam= 35,6 oC e Sam=34,48.
Tabela 4.2: Distribuição das temperaturas da taxa de fluxo de alimentação nos pré- aquecedores,
temperaturas do concentrado de água salgada nos evaporadores, das temperaturas do
vapor, da salinidade, das taxas de fluxo da água salgada e taxas de fluxo do vapor.
N
Tp (oC)
Tc (oC)
Tv (oC)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
69,22
67,36
65,50
63,63
61,77
59,91
58,05
56,19
54,33
52,47
50,61
48,75
46,89
45,02
43,16
41,30
39,44
37,58
69,12
67,33
65,55
63,76
61,98
60,19
58,41
56,63
54,84
53,06
51,27
49,49
47,70
45,92
44,13
42,35
40,57
38,78
69,12
67,33
65,55
63,76
61,98
60,19
58,41
56,63
54,84
53,06
51,27
49,49
47,70
45,92
44,13
42,35
40,57
38,78
S
10-3
35,0893
36,2389
36,2194
37,4172
37,3684
38,6070
38,5179
39,7879
39,6472
40,9368
40,7327
42,0285
41,7493
43,0358
42,6709
43,9316
43,4718
44,6897
mc
10-3.(m3/s)
4,3645
2,1130
2,1142
2,0465
2,0492
1,9834
1,9880
1,9246
1,9314
1,8706
1,8799
1,8220
1,8341
1,7793
1,7945
1,7430
1,7615
1,7135
mv
10-5.(m3/s)
7,7139
6,9222
6,8083
6,6528
6,5000
6,3056
6,1167
5,8861
5,6611
5,4028
5,1472
4,8583
4,5778
4,2639
3,9611
3,6278
3,3056
2,9583
A influência da variação da taxa de fluxo de água de abastecimento mf, da taxa de
fluxo da água aquecida maq e temperatura da água aquecida Taq na produção de destilado
são aqui demonstradas. A taxa de fluxo de água marinha foi mantida constante, nos casos
apresentados nas figuras 4.1 e 4.2, a 8,33.10-3 m3/s e a salinidade da água marinha igual a
34,48. Nos casos apresentados nas figuras 4.3 e 4.4 o fluxo de água marinha foi mantido a
2,78.10-3 m3/s e a salinidade a 34,48.
A figura 4.1 mostra como a taxa de fluxo de água aquecida maq e a temperatura da
água aquecida Taq afetam a produção de destilado Md. Pode-se observar que a produção de
destilado pode ser aumentada aumentando-se tanto maq quanto Taq, ou ambos. Aumentar
49
tanto o maq quanto o Taq resulta em um aumento da temperatura em cada efeito, resultando
dessa forma em um aumento de produção.
A figura 4.2 mostra o efeito do fluxo de água aquecida e do fluxo de abastecimento
de água na produção de destilado para um valor constante da temperatura da água aquecida
(Taq = 80 0C). Pode-se observar que o aumento do fluxo de água de abastecimento mf a
valor constante do fluxo de água aquecida resulta em um aumento na produção de
destilado.
Na figura 4.3 foi feito o mesmo procedimento usado na figura 4.1 assim como na
figura 4.4 usado o mesmo procedimento da figura 4.2. No entanto, consideramos taxas de
fluxo de água aquecida, de água de abastecimento e de água marinha, bem menores para
observarmos o que ocorre também nestas condições de operação.
A figura 4.3, assim como a figura 4.1, também mostra como a taxa de fluxo de água
aquecida maq, e a temperatura da água aquecida Taq, afetam a produção de destilado Md.
Nestas condições a produção de destilado também pode ser aumentada aumentando-se
tanto o maq quanto o Taq, ou ambos. Aumentar tanto o maq quanto o Taq também vai resultar
em um aumento da temperatura em cada efeito, resultando dessa forma em um aumento de
produção.
A figura 4.4, similarmente a figura 4.2, demonstra o efeito do fluxo de água
aquecida e do fluxo de abastecimento de água na produção de destilado para um valor
constante da temperatura da água aquecida (T aq = 80 0C). Observa-se também que o
aumento do fluxo de água de abastecimento mf a valor constante do fluxo de água aquecida
resulta em um aumento na produção de destilado.
Resumindo, com as taxas de fluxos de água de aquecida, água de abastecimento e
água marinha a níveis baixos não ocorre alteração no comportamento da planta nas
condições de operação estabelecidas acima.
50
TAXA DE PRODUÇÃO
DE DESTILADO
10-4(m³/s)
12
10
maq=4,17.10^-3m³/s
maq=4,44.10^-3m³/s
maq=4,72.10^-3m³/s
8
6
4
2
0
70
75
80
85
90
TEMPERATURA DA ÁGUA
AQUECIDA(°C)
Figura 4.1: Efeito da taxa de fluxo da água aquecida e da temperatura da água aquecida na
produção de destilado para o fluxo de água de abastecimento e temperatura da água de
abastecimento constantes (mf= 4,44.10-3 m3/s, Tam= 30 oC).
Figura 4.2: Efeito do fluxo de água aquecida e do fluxo de água de abastecimento sobre a produção
de destilado para a temperatura da água aquecida e a temperatura da água marinha,
constantes (Taq= 80 oC, Tam= 30 oC).
51
Produto (Md)
10-4.(m³/s)
5
4
3
maq=8,33.10^-4m³/s
maq=11,11.10^-4m³/s
maq=13,89.10^-4m³/s
2
1
0
70 75 80 85 90
Temperatura (Taq)
(ºC)
Figura 4.3: Efeito da taxa baixa de fluxo da água aquecida e da temperatura da água aquecida na
produção de destilado para o fluxo de água de abastecimento e temperatura da água de
abastecimento constantes (mf = 1,39.10-3 m3/s, Tf = 30 oC).
Produto (Md)
10-4.(m³/s)
5
4
mf=8,33.10^-4m³/s
3
mf=11,11.10^-4m³/s
2
mf=13,89.10^-4m³/s
1
0
8,33
11,1
13,9
Fluxo de água quente(maq)
10-4.(m³/s)
Figura 4.4: Efeito do baixo fluxo de água aquecida e do fluxo de água de abastecimento sobre a
produção de destilado para a temperatura da água aquecida e a temperatura da água
marinha, constantes (T aq= 80 oC, Tam= 30 oC).
52
CAPÍTULO V
CONCLUSÕES E PERSPECTIVAS
5.1 CONCLUSÕES
Neste trabalho descreveu-se os princípios de funcionamento dos diferentes
processos de dessalinização e enfatizando-se o balanço térmico em uma instalação de
dessalinização múltiplo efeito do tipo tubo horizontal com filme fino.
Um balanço de energia e de massa foi realizado em cada componente da unidade de
produção. Os princípios termodinâmicos da Primeira Lei foram verificados para a unidade
assim como a lei da conservação de massa.
Um código computacional foi elaborado com a finalidade de simular diferentes
condições de funcionamento do dessalinizador. Este código permite a estimativa da
produção de destilado e do consumo específico de energia, em função das condições de
abastecimento e de aquecimento da água salobra. Permite, também, a estimativa da
temperatura e da salinidade da água, assim como a produção de destilado, em cada efeito.
Os resultados obtidos e apresentados, referentes a uma unidade de 18 efeitos,
mostram que a taxa de conversão de água salobra em água dessalinizada situa-se a faixa de
20 a 25 % enquanto que os resultados medidos situa-se na faixa de 30 a 45%.
A diferença apresentada pode ser justificada pelo fato de não haver menção da
vazão de água do mar para o caso real e por esse motivo, ter-se feito uma aproximação de
mam no modelo. Um outro fator que influenciou no resultado foi a utilização de uma
quantidade considerável de equações empíricas no modelo.
53
A análise dos resultados obtidos permitiu constatar que para uma mesma vazão de
água de abastecimento, a produção de destilado é incrementada com o aumento da energia
fornecida, sendo mais significativa a influência do aumento da temperatura da água de
aquecimento do que o aumento de sua vazão. Para temperaturas fixadas da água de
aquecimento, verifica-se que a vazão da água de abastecimento tem influência
predominante sobre a vazão da água de aquecimento.
5.2 PERSPECTIVAS
Como perspectiva para a continuidade deste trabalho, propõe-se o refinamento do
código computacional, a expansão do modelo com a inclusão de uma análise exergética e a
construção de uma unidade piloto para a obtenção de dados experimentais que permitam a
validação do modelo.
54
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