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Capítulo 1 Introdução 1.1
Generalidades
Ciclones são equipamentos largamente empregados para separar e coletar partículas
do ar ou para limpeza de gases de processos por ação da força centrífuga. Esta força
pode variar entre 5 a 2500 vezes o seu peso (em partículas de 1 a 200 µm de
tamanho) (PERRY, 1997). Por serem equipamentos estacionários não oferecem
dificuldades para operação em altas temperaturas (1000oC) e elevadas pressões (50
ata). O fluxo de portador (gás de arraste) das partículas é introduzido para corpo do ciclone com a velocidade de 15 à 25 m/s, onde sofre a movimentação espiral (ciclônica). Sendo assim, as partículas são deslocadas pela força centrífuga para parede do ciclone e em seqüência para a caixa de coleta dos particulados. O fato dos ciclones em geral operarem sob pressão obriga a construção de um equipamento hermético com controle rigoroso, principalmente se os compostos são prejudiciais à saúde. Os ciclones são usados desde o Egito antigo. Durante os séculos suas funções foram sendo modificadas de modo a encontrar atualmente uma ampla faixa 2
de aplicações. A partir de 1925 o uso dos ciclones foi consolidado em grande parte graças ao considerável número de publicações sobre o tema, entre elas (BARRETO, et al. 1927, SHERFED; LAPLLE, 1939, STAIRMAND, 1951). A maioria dos ciclones pertence a uma destas famílias. Koch & Licht (1977) apresentaram uma abordagem para projeto de ciclones e propuseram as sete razões geométricas a serem especificadas em termos do diâmetro do ciclone. Os autores também apontaram que, em um projeto viável, as razões geométricas adimensionais não podem ser escolhidas arbitrariamente e que algumas restrições devem ser observadas. A maioria dos modelos matemáticos usados nos projetos de ciclones dependem de correlações empíricas e semiempíricas que são obtidas baseadas em testes experimentais (AVCI; KARAGOZ, 2003; HEUMANN, 1991; DIRGO; LEITH, 1985; KENNY; GUSSMAN, 1995). Como exemplo, temos: o ciclone de alta eficiência proposto por Stairmand (1951), Lapple (1951), Smith; Wilson; Harris, (1979) (Southern Research Institute), o ciclone German Z proposto por König; Büttner; Ebert, (1991), o ciclone “aerojet” proposto por Upton, Mark; Hall; Griffths, (1994) e o ciclone elaborado por Kim; Lee (1990). 1.2 Objetivo A proposta deste trabalho é construir um lavador ciclônico, com elevada característica de purificação, comparado ao ciclone seco, que ofereça facilidade de operação e manutenção a um baixo custo. Este equipamento é uma variante do ciclone tipo americano acrescentando‐
lhe basicamente um lavador de pulverização horizontal. Além disso, este equipamento opera em depressão, isto é, a poeira não se propaga para o ambiente antes do gás ser purificado. 3
1.3 Justificativa Tanto na indústria quanto na literatura o ciclone é considerado um equipamento cuja função principal é purificar o gás portador, e é indicado para separação de partículas com mais de 10 μm, com baixo custo de investimento (kUS$ 70,00 para a vazão de 1000 m3/h de gás), de fácil operação e manutenção simples. O equipamento aqui proposto, por suas características construtivas, possui elevada eficiência para partículas menores do que 10μm (comparável e até melhor do que a eficiência dos filtros eletrostáticos cujas eficiências para 1μm é de 90%. 4
Capítulo 2 Revisão da Literatura 2.1 Generalidades e evolução do dimensionamento de ciclones A análise das publicações pesquisadas mostra que as principais características dos separadores ciclônicos são: a eficiência de coleta, a eficiência de fracionamento, o diâmetro de corte e a queda de pressão. Muitos estudos têm sido realizados com o intuito de se debruçar sobre o difícil problema da determinação destas características e, apesar disso, esses estudos foram bem sucedidos em apenas uma faixa do número de Reynolds e para algumas relações geométricas. De acordo com Lapple, C. E. (1951) os ciclones simples são mais aplicados para remover partículas sólidas ou líquidas de diâmetro em torno de 15 µm. A menos que o diâmetro do ciclone seja muito pequeno, a eficiência de coleta do equipamento será muito baixa caso o material suspenso no gás possua diâmetro inferior a 15 µm. 5
Entretanto, quando o material a ser coletado possui elevado grau de floculação, podem ser alcançadas eficiências de coleta acima de 98 %, ainda que, com partículas de diâmetro entre 1 e 5 µm. 2.2 Separadores ciclônicos A performance de um ciclone é avaliada basicamente por sua eficiência de coleta e pela da perda de carga. O ciclone também pode ser especificado por meio de seu diâmetro de corte Dpc, que é definido como sendo o tamanho da partícula para qual o ciclone possui um rendimento de 50%. Sendo assim, as partículas com diâmetros maiores que o diâmetro de corte, são coletadas com uma eficiência superior a 50%. O diâmetro de corte é função de propriedades do particulado a ser coletado, do gás que o contém, do tamanho do ciclone, e das condições operacionais. Lapple (1951) propõe a seguinte equação para o cálculo do diâmetro de corte: D
pc
=
9⋅µ ⋅B
c
2 ⋅ π ⋅ N ⋅ V ⋅ (ρ − ρ )
c c
p
(1) em que: µ ‐ viscosidade do gás; Bc ‐ largura da entrada (retangular) NC‐ número de voltas efetuadas pelo gás no interior do ciclone; VC‐ velocidade média de entrada do gás; ρ ‐ densidade do gás; ρp‐ densidade do material particulado. A Figura 1(a) mostra o esquema de escoamento dentro de um ciclone e a Figura 1(b) mostra as relações geométricas do ciclone estudado por Lapple. 6
(a)Escoamento no interior do Ciclone Figura 1. (b)Relações geométricas:Ciclone Lapple Fonte: (LAPPLE, C. E., 1951) Esquemas básicos de um ciclone Para um ciclone Lapple a eficiência de coleta em função da razão dos diâmetros da partícula está apresentada na Figura 2. Observa‐se que eficiências superiores a 90 % só são obtidas para razão de diâmetros de partículas superiores a 2,5. Isto quer dizer que, a eficiência só é mais alta em partículas 2,5 ou mais que o diâmetro de corte (diâmetro onde a eficiência do ciclone é de 50%). 7
Figura 2. Eficiência de coleta de partículas em função da razão do diâmetro da partícula Dp e do diâmetro de corte da partícula Dpc, para o ciclone Lapple. Fonte: (LAPPLE, C. E., 1951)
A eficiência de coleta do ciclone está muito relacionada ao projeto do mesmo, isto é, bons projetos, conferem aos ciclones melhor possibilidade de controle e remoção mais eficiente dos materiais contidos no portador gasoso. “Ciclones com maiores capacidades de coleta reduziriam a necessidade de equipamentos de controle mais complexos” (KOCH; LICHT, 1977). Segundo os autores, elevadas velocidades de entrada causam o fenômeno do ricochetamento das partículas e, sendo assim, a eficiência de coleta será menor do que 100 %. Nesse sentido, o estudo realizado por Koch e Litcht (1977) combina o modelo teórico sobre a eficiência de coleta apresentada por Leith e Litcht (1972) com a correlação de velocidades proposta por Kalen e Zenz (1974) que visava 8
obter o melhor valor para a velocidade de entrada do gás e predizer o valor da velocidade de retrocesso. Koch e Licht, (1977) apresentaram a equação 2 para o cálculo do rendimento do ciclone: 0,5
⎧
⎫
( n +1)
⎡
⎤
τ
G
Q
⋅
⋅
⎪
⎪
i
ηi = 1 − exp⎨− 2 ⋅ ⎢
⋅ (n + 1)⎥
⎬
3
⎣ DC
⎦
⎪
⎪
⎩
⎭
(2) sendo: τ i = ρ p .(d pi ) 2 / 18µ ; G = 8K C / K a2 ⋅ K b2 ;
Q= a vazão volumétrica do gás
KC = o volume total do ciclone,
DC= o diâmetro do ciclone
Ka = a
Kb = b
DC
;e
DC
a e b são respectivamente a altura e a largura da entrada do ciclone. O valor de n, da equação 2, foi estimado como uma função do diâmetro do ciclone e da temperatura do gás, com Dc em pés (feet) e T em oF.: ⎡ (12 ⋅ DC ) 0,14 ⎤ ⎡ T + 460 ⎤
n = 1 − ⎢1 −
⎥⋅⎢
⎥
2,5
⎣
⎦ ⎣ 530 ⎦
0,3
(3) 9
Para adequação da descrição de um ciclone, torna‐se necessário especificar as sete razões geométricas em função do diâmetro, apresentadas a seguir. As dimensões estão ilustradas na Figura 3. a b De S h H B
,
,
,
,
,
,
Dc Dc Dc Dc Dc Dc Dc
Figura 3 Esquema do ciclone com entrada tangencial e indicação das dimensões que compõem as sete razões geométricas do ciclone. Fonte: (KOCH E LITCHT, 1977) Segundo os mesmos autores, para se obter um projeto eficiente estas dimensões não pode ser escolhidas arbitrariamente. Certas restrições devem ser observadas. São elas: a. a<S (previne o curto‐circuito); b. b<1/2(Dc‐De) (evita contrações bruscas); c. S+l ≤ H (para manter o vortex dentro do ciclone); 10
d. S<h; e. h<H; f. ∆P<10 polegadas (in) de coluna d’água; vi
≤ 1,35 (para prevenir reentrada); vi=velocidade na entrada vs
v
h. i ≅ 1,25 (para obter eficiência ótima); vs=velocidade de referência vs
g. De acordo com estudo realizado por Koch e Licht (1977), a eficiência de coleta aumenta com o incremento da concentração do particulado na entrada do ciclone. Há ganho de eficiência quando há aumento na densidade dos sólidos, na velocidade de entrada e na altura do corpo do ciclone. Por outro lado, há queda na eficiência de coleta com o aumento: da viscosidade do gás, do diâmetro do corpo ciclone, do diâmetro do duto de saída e da largura do duto de entrada. Os autores apresentaram correlações com estimativas de perda de carga nos ciclones conforme se segue: ⎛ ρ f vi2 ⎞ ⎛ N ⎞
⎟⋅⎜ H ⎟
∆P = ⎜
⎜ 2g ⎟ ⎜ ρ H O ⎟
⎝
⎠ ⎝ 2 ⎠
(4) O valor NH corresponde ao número de cabeças de entrada, e depende basicamente de três das sete razões geométricas. Este número pode ser calculado por meio da expressão: N H = K (ab / De2 )
(5) K pode assumir 2 valores: K = 16 quando existe ventilador ou K = 7,5 se a entrada de ar é neutra. 11
Nota‐se que a perda de pressão depende fortemente da velocidade de entrada. Segundo Dirgo e Leith (1985) o desenvolvimento da maioria das famílias de ciclones, sempre foi baseada na experiência prática e na perspicácia de seus construtores, sem uma aplicação quantitativa dos princípios da engenharia. Sendo assim, desenvolveram um novo procedimento de otimização de ciclones fazendo o uso das teorias sobre a perda de carga e sobre a eficiência de coleta propostas por: Leith; Licht (1972), Barth (1956) e Stairmand (1951) já conhecidas. O método proposto consiste em variar o diâmetro do duto de saída do gás, procurando por mudanças compensatórias entre as outras dimensões do ciclone, de forma a aumentar a eficiência de coleta sem, contudo, aumentar a perda de carga. A partir de um ciclone de alta eficiência de Stairmand, Dirgo e Leith (1985) desenvolveram e testaram quatro ciclones sob as mesmas condições operacionais. Os resultados mostraram que, apesar das modificações e da previsão de melhor eficiência de coleta, três desses ciclones tiveram um rendimento menor do que o do ciclone de Stairmand utilizado como base de estudo. O quarto ciclone, desenvolvido com base nas teorias de Barth (1956), apresentou uma perda de carga de 10 a 30 % menor que o ciclone de Stairmand e, também, quando comparados os fatores efetivos da eficiência de coleta para uma partícula com diâmetro específico, o projeto deste ciclone mostrou‐se significativamente melhor. Por outro lado, este ciclone é 50 % mais alto que o ciclone de Stairmand, e por isso a melhoria em seu desempenho deve ser balanceada com os custos de sua fabricação. Os autores ainda realizaram algumas mudanças dimensionais nos novos ciclones, de modo que o incremento isolado da altura do ciclone não mostrou 12
melhorias no desempenho. O aumento no comprimento do duto de saída do gás resultou em queda na eficiência de coleta, possivelmente devido à maior velocidade radial do gás causada por esta modificação. O aumento na abertura do duto de saída também foi associado à redução na eficiência de coleta (DIRGO; LEITH, 1985). Os mesmos autores finalizam o artigo dizendo: “Os métodos de otimização são tão exatos quanto as teorias em que se baseiam. O estudo feito mostrou que apenas um dos quatro projetos teoricamente otimizados melhorou seu desempenho em relação ao projeto de um ciclone padrão. Os resultados obtidos sugerem que as teorias existentes possuem capacidade limitada na predição de mudanças que melhorem o desempenho”. Moore e McFarland (1993) desenvolveram uma base técnica que justifica o uso de dois parâmetros adimensionais: a razão entre o diâmetro de corte e o diâmetro do ciclone (D0,5/DC) e o número de Reynolds (Ref) permitindo predições a respeito do diâmetro de corte da partícula aerodinâmica equivalente (AED) para um ciclone Stairmand de alta eficiência, que teve o diâmetro de seu duto de saída modificado. Os testes foram conduzidos, preliminarmente, fazendo‐se o uso de três ciclones, com os respectivos diâmetros (DC): 38,10 mm, 57,15 mm e 88,90 mm. Os equipamentos utilizados possuíam um diâmetro padrão de 26,7 mm no duto de saída. Em seguida, a geometria do ciclone foi padronizada e fixada com o uso de um ciclone de alta eficiência com as relações geométricas do ciclone Stairmand que teve o diâmetro de seu duto de saída modificado. A Figura 4 ilustra os dois arranjos estudados pelos autores. 13
Figura 4 Esquema de variação do tubo de saída em uma geometria básica do ciclone de Stairmand, mostrando o efeito da variação no do tubo de saída no desempenho do ciclone. Fonte: (MOORE, M. E. ; MCFARLAND, A. R, 1993) Os resultados obtidos por Moore; McFarland (1993), estão apresentados na Tabela 1. A primeira seção da tabela mostra que para um mesmo diâmetro duto de saída, o diâmetro de corte é menor para ciclones com diâmetro menor. Nesses testes, a vazão e o diâmetro do duto de saída foram mantidos constantes enquanto que o diâmetro do ciclone variou. Ciclones de menor diâmetro, DO, forçam o fluxo do ar em uma espiral mais apertada do que em um ciclone de diâmetro maior. Estas espirais permitem que forças centrífugas causem a deposição das menores partículas. Por outro lado, um 14
ciclone de diâmetro maior possui espirais menos inclinadas permitindo menor deposição do particulado pela força centrífuga. Tabela 1 ‐ Diâmetro de corte da partícula aerodinâmica equivalente (MOORE; MCFARLAND, 1993) Corpo do ciclone Configuração do ciclone Vazão L/min Número de Re
Dc=38,1mm DO=26,70mm 16,3 842 11,6µm 15,3µm 27,5 1420 7,8µm 10,4µm 45,9 2370 6,7µm 10,5µm 79,3 4100 4,0µm 7,8µm Corpo do ciclone Número de Re
DC=57,15mm DO=26,70mm DC=88,90mm DO=26,70mm Configuração do ciclone Vazão DC=88,90mm DC=88,90mm DC=88,90mm DO=26,70mm DO=42,9mm DO=68,30mm L/min 79,3 7730 7,8 µm 9,4 µm 18,8 µm 103 10040 6,1 µm 7,7 µm 14,1 µm 124 12090 5,3 µm 6,5 µm 12,2 µm Nota: Para os diferentes casos, o número de Re na saída do tubo foi mantido constante, enquanto eram variados, respectivamente, o diâmetro do corpo do ciclone e o diâmetro do tubo de saída. Sendo: DC ‐ diâmetro do ciclone; DO ‐ diâmetro do duto de saída do gás Os resultados apresentados na segunda seção da Tabela 1 mostram que para uma mesma vazão, o diâmetro de corte é menor para menores diâmetros do duto de saída, para diâmetro do ciclone e vazão mantidos constantes. Os Ciclones com diâmetros de saída menores forçam a passagem do vórtice espiral em uma seção transversal de área menor, aumentando a velocidade do fluido nas espirais internas e externas. 15
Ficou demonstrado que “a combinação de elevadas velocidades e espirais mais apertadas, no interior do ciclone, aumentam a deposição das partículas menores existentes no portador gasoso.” (MOORE; MCFARLAND, 1993). Os autores ainda propuseram uma relação funcional para facilitar o cálculo das dimensões de um ciclone para uma dada vazão, diâmetro de corte, e a proporção entre o diâmetro do corpo e o diâmetro de duto de saída. A equação proposta é a que se segue: ln D 0,5 D C = ln a + b ⋅ ln Re f (6) Apesar do crescente conhecimento a respeito dos fenômenos que ocorrem internamente ao ciclone, o mecanismo exato de remoção das partículas ainda não é compreendido totalmente. A teoria existente é, portanto, baseada em modelos simplificados ou ainda dependem de correlações empíricas (RONGBIAO.; PARK; K. W. LEE, 2001). Estes autores também investigaram os efeitos das dimensões do cone sobre a eficiência de coleta e a perda de carga dos ciclones. Para tal, foram construídos três ciclones com as dimensões fornecidas de acordo com a Tabela 2. As eficiências de coleta dos três ciclones, com diferentes valores de diâmetros dos cones foram medidas em função do diâmetro das partículas e da vazão do gás. Os resultados apresentados pelos autores mostram que a vazão influencia fortemente os valores da eficiência de coleta. Por outro lado, a mudança no tamanho do cone não altera de maneira significativa a forma da curva nem os valores de eficiência de coleta, quando as outras dimensões do ciclone são mantidas as mesmas. 16
Entretanto, a comparação das curvas de eficiência dos três ciclones em estudo, sob as mesmas condições, mostra que o rendimento de coleta aumenta significativamente com a redução do diâmetro inferior do cone. Outro ponto em destaque é o fato de que podem ser obtidas maiores eficiências de coleta, sem aumento da perda de carga, reduzindo‐se o diâmetro inferior do cone, mas este não deve ser menor que o diâmetro do duto de saída do gás. Tabela 2 ‐ Dimensões dos ciclones utilizados por Rongbiao Xiang; Park, S. H.;
Lee, K. W. (2001). Dimensão Ciclone
Dc: diâmetro do cilindro Comprimento (mm) Proporção dimensional (dimensão/Dc) 31 1 De: diâmetro do tubo de saída 15,5 0,5 a: altura da entrada 12,5 0,4 5 0,16 H: altura total do ciclone 77 2,5 h: altura do cilindro 31 1 15,5 0,5 I 19,4 0,625 II 15,5 0,5 III 11,6 0,375 b: largura da entrada S: comprimento do tubo de saída B: diâmetro da base do cone No estudo realizado por Lim et al (2003) dois ciclones com entrada simples, e um terceiro, com o duto de entrada dividido em duas partes iguais, foram fabricados, avaliados e tiveram suas eficiências de coleta comparadas. 17
A Figura 5 mostra os ciclones com entradas simples (a) e (b). Esses equipamentos possuem diferentes dimensões no duto de entrada e no diâmetro do duto de saída do gás. Nos experimentos realizados no ciclone com o duto de entrada dividido em duas partes iguais (c), o ar limpo era introduzido na metade do lado interno enquanto que as partículas eram injetadas na metade do lado externo. Figura 5 Identificação e dimensões dos ciclones utilizados por Lim, K. S.;
Kwon S. B.; Lee, K. W. (2003) A eficiência de coleta do ciclone modelo (c), que possui duto de entrada dividido em duas partes iguais, mostrou‐se ser de 5 à 15% maior do que a do ciclone modelo (a). Isto indica que a introdução de ar limpo possui um importante papel no incremento da eficiência de coleta, pois ela faz com que 18
as partículas movimentem‐se nas regiões mais próximas às paredes do ciclone, e assim, estas são mais facilmente removidas usando uma menor força inercial. O modelo (b) apresentou a menor eficiência de coleta dentre todos os ciclones testados. Isto, por que não era de se esperar a boa formação de uma espiral externa devido à pequena largura do duto de entrada, nem a de uma espiral interna bem definida devido ao elevado diâmetro do duto de saída. As características geométricas do ciclone modelo (b) permitem que algumas partículas adentrem pelo duto de saída sem alcançar a parte mais baixa do ciclone. 2.3 Separadores Úmidos 2.3.1 Coleta de partículas na separação úmida Segundo Holzer (1985), na maioria dos casos as forças que atuam nas partículas individuais de poeira são as forças: gravitacional, inercial centrifuga. Estas forças atuando em partículas individuais de poeira são insuficientes para remover as partículas provenientes de uma mistura gás/poeira, devido ao pequeno tamanho das partículas. Portanto, é lógico aumentar a massa das partículas de poeira por meio da aglomeração das mesmas com gotas ou filmes de líquido lavador, daí vem o surgimento dos separadores tipo úmido, entre os quais aparecem os ciclones úmidos. O alto desempenho de separação destes ciclones são garantidos na maioria das vezes por base experimental. Ainda segundo Holzer, o mecanismo de separação das partículas de aerossol no sistema de fluxo aerossol/água está baseado em três processos: 19
a. As partículas de poeira são conduzidas até o contato com as gotas, consideravelmente grandes, de líquido; b. As partículas de poeira são retidas nas gotas; c. As partículas de poeira são separadas junto com as gotas. Durante muito tempo pensava‐se que a molhabilidade da partícula de poeira era um fator determinante na separação em ciclones úmidos. Entretanto, foram feitos extensivos estudos sobre o comportamento da molhabilidade de partículas de poeira que mostraram que o este efeito era secundário (Holzer, 1985.). Molhabilidade maior faz com que a partícula penetre na gota imediatamente, enquanto que as partículas que apresentam pouca molhabilidade ficam aglomeradas na superfície da gota, portanto são também retidas. Assim, o problema crítico da separação úmida é o primeiro processo, isto é, o transporte das partículas até a gota. A noção básica é que as partículas de poeira circunscrevem a gota como resultado de sua inércia, não seguem a as linhas de escoamento do gás e são parcialmente arremessadas sobre a gota. Portanto, o parâmetro mais importante a ser considerado na colisão de partículas de poeira com as gotas de líquido é a inércia. Sob sua influência, as partículas individuais se chocam com as gotas que estão em movimento em relação poeira/mistura de gás ou são arremessadas para dentro da gota, em um processo denominado de colisão por impacto. Partículas muito pequenas seguem o escoamento do gás em torno da gota e não se chocam com a gota. O contato de partículas pequenas com as gotas se dá por efeitos secundários, por exemplo, a partícula segue o rastro da gota. No caso de partículas muito pequenas, o mecanismo de difusão induz a uma mudança no tamanho das partículas pelo efeito da coagulação e condensação. Portanto, os mecanismos 20
de assentamento das partículas de poeira na gota de liquido são: inercial, agarramento e difusão ou condensação. Por outro lado, como dito anteriormente, o parâmetro mais importante a ser considerado na colisão de partículas de poeira com as gotas de líquido é a inércia, por esta razão, o mecanismo de assentamento inercial está apresentado a seguir com maiores detalhes. 2.3.1.1 Assentamento por Inércia Segundo Warych, J. (1979), durante a passagem do fluxo de aerossol por um conjunto de gotas, um certo número de partículas de aerossol assentam‐se sobre elas. A análise sobre o assentamento das partículas de aerossol sobre uma única gota considera que a gota tem a forma esférica, e que as oscilações das gotas não possuem grande influência sobre o rendimento de assentamento inercial das partículas, como mostra a Figura 6. Figura 6 Assentamento de partículas na circunscrição da gota. Fonte: (WARYCH, J. 1979) Analisando o movimento aceita‐se que a partícula de massa definida movimenta‐se de acordo com o fluxo de gás, distante do eixo central da gota yo suficientemente longe da gota, acompanhando o eixo x. Durante a circunscrição da gota de raio rk , o fluxo do gás muda sua direção com 21
facilidade, o que não acontece com uma partícula de maior massa específica do que do gás, não existe possibilidade aumentar a velocidade, ainda que, mantendo‐se a mesma trajetória, colidindo‐se com a gota e assentando‐se em condições favoráveis. O deslocamento da partícula de aerossol na direção da superfície da gota é provocado pela ação das forças de inércia, daí o nome de assentamento inercial. O rendimento do assentamento inercial sobre a gota é definido abaixo: 2
⎛y ⎞
πy 02
η1 =
E A = ⎜⎜ o ⎟⎟ E A 2
d
⎝ rk ⎠
π k
4
7 em que: EA é um coeficiente de correção que considera que, nem todas as colisões das partículas de aerossol com a gota conduzem a fixação da mesma. (Freqüentemente considera‐se que: EA = 1 ) O rendimento de assentamento inercial é definido: pela distribuição da velocidade do gás que circunscreve a gota, pela trajetória de movimento da partícula de aerossol e sua aderência sobre a superfície da gota. Por outro lado, A forma de passagem do gás ao redor da gota é definido pelo número Re (em relação à gota). Com valor de Re elevado tem‐se o fluxo com característica potencial, com as linhas de corrente fechando‐se perto da gota, excluindo‐se a camada da fronteira. Para o escoamento viscoso (número Re → 0) as perturbações são transmitidas para longe da gota. Uma equação orientativa destas passagens ao lado da gota, provém da solução da equação de Navier ‐ Stokes por métodos numéricos. Há influência de várias forças externas sobre a trajetória da partícula de aerossol 22
e durante a circunscrição considera‐se a equação de movimento da partícula nas proximidades da gota. As equações de movimento da partícula de aerossol no sistema adimensional de coordenadas X e Y , nas condições descritas na lei de Stokes e permanecendo sobre a atuação das forças de inércia estão apresentadas como equações 8 e 9. d 2X
1
(U x − Vx ) + A x =
2
dt
Stk
8 d 2Y
1
(U y − Vy ) + A y =
2
dt
Stk
9 em que: X=
x
y
e Y = , são as coordenadas adimensionais da partícula de aerossol; rk
rk
Ux =
u
ux
e U y = x são as componentes adimensionais da velocidade do u0
u0
gás; Vx =
υ
υx
e Vy y são as componentes adimensionais da velocidade da r0
u0
partícula; t=
τu 0
é o tempo adimensional; rk
A x = Fx
rk 2
r
u 0 e A y = Fy k u 02 são as componentes adimensionais da aceleração m
m
da partícula pela influência das forças externas; 23
Fx e Fy são as componentes das forças externas atuando sobre a partícula durante a circunscrição da gota; e, m é a massa da partícula de aerossol. O parâmetro de inércia Stk das equações representa a distância que pode ser percorrida pela partícula de aerossol até o coletor da mesma (no caso até a gota de raio rk), introduzida no gás na direção do coletor com a velocidade uo (distância infinita do coletor), antes de ser absorvida na superfície. Este parâmetro é definido como numero de Stokes, isto é: Stk =
τu
l
= 1 2rk 2rk
10 em que: l 1 é o caminho de passagem inercial da partícula de aerossol; u é a velocidade do gás e τk o tempo de relaxamento da partícula. O tempo de relaxamento da partícula de acordo com a definição de Fuks, (1959). τ=
m
2 r 2ρ
= a a 6πµg ra
9µ g
11 Levando em consideração essa dependência, o número de Stk em relação à gota apresenta‐se: Stk =
ra2ρa u
9µ g rk
12 Resolvendo as equações e supondo que sobre a partícula atuam somente as forças de inércia e de resistência, de acordo com as leis de Stokes e de 24
Langmuir foi calculado o rendimento de assentamento por inércia durante a circunscrição da gota em condições de escoamento viscoso pela equação: 0,75 ln (2.Stk )
Stk − 1,214
−2
ηI = 1 +
13 14 e para passagem (fluxo) potencial, quando Stk ≥ 0,2 ; Stk 2
ηI =
(Stk + 0,25)2
Essas expressões juntamente com os resultados experimentais obtidos por Ranz; Wong, (1952) e Walton; Woolcock (1960) estão apresentados na Figura 7. O valor crítico do número Stk*, abaixo do qual o assentamento por inércia não ocorre, com circunscrição viscosa é: Stk* ≈ 1,214 e para passagem potencial é Stk ≈ 0,0834. Figura 7 Curva de rendimento de assentamento por inércia. Fonte: (WARYCH, J, 1979) 25
Na realidade, nas condições de movimento em regime turbulento, as partículas de aerossol são assentadas também na parte posterior da gota e o rendimento para Stk ≤ Stk* não é igual a zero, isto é, não é nulo. Na faixa entre a passagem viscosa e a potencial, o rendimento de assentamento por inércia pode ser calculado pela fórmula apresentada por Walton e Woolcock, 1960. η1 =
Em que: Re =
2rk uρg
µg
Re
60 Re
1+
60
η1 + ηp
15 e η1 e ηp os rendimentos das passagens viscosa e potencial, respectivamente. Walton e Woolcock, 1960 confirmaram que o rendimento de assentamento sobre a gota, de dado diâmetro, decresce rapidamente com a diminuição das dimensões da partícula de aerossol. Por isso, para partículas com diâmetros menor que 2 µm e as gotas de água de diâmetro 0,1 mm, o assentamento é inferior a 1 % . Para a separação de poeira fina de tamanhos menores que 5 µm , o tamanho ótimo das gotas de líquido com a pulverização gravitacional é de 0,5 mm de diâmetro. A diminuição do rendimento de assentamento sobre pequenas gotas é provocada pela ultrapassagem das condições de movimento viscoso para potencial. 26
Os cálculos de Barth, 1956 demonstram que existe um diâmetro definido de gota, sobre o qual há um ótimo grau de separação das partículas do gás. Para gotas, muito menores ou muito maiores, o rendimento de separação na prática cai a zero. Por outro lado, o rendimento cresce com o aumento de velocidade do gás em toda a faixa de dimensões das gotas. Goldschmidt e Calvert, 1963, confirmaram que o rendimento é maior do que o apresentado na teoria para números Stk < 0,05 , o que confirma o assentamento das partículas na superfície posterior da gota. Uma pesquisa sobre a influência de umidificação da partícula de poliestireno e de enxofre, em aerossol, pela água e pelos líquidos orgânicos foi realizada por Goldschmidt; Calvert (1970). Eles demonstraram que a umidificação tem influência significante no processo de assentamento por inércia sobre as gotas de líquido. 2.3.2 Ciclone úmido de Krames e Bütner Krames; Büttner (1994) propuseram um ciclone úmido, de elevada eficiência de coleta, que foi executado com base nas equações de Barth (1956) e Muschelknautz (1970). Para tal, construíram um equipamento que consiste basicamente de um ciclone com um atomizador pneumático instalado no duto de entrada. Na realidade, o corpo do ciclone funciona como um espaço de contato entre o portador gasoso e as gotas do líquido atomizado. A eficiência de coleta foi de 99,2 % obtida com análise gravimétrica da carga do particulado de acordo com a norma adequada. A Figura 8 apresenta um esquema do ciclone desenvolvido por Krames; Büttner (1994) com detalhamento para o local de instalação de seu 27
atomizador pneumático. As Figuras 9(a) e 9(b) mostram os atomizadores com misturador externo e interno, respectivamente. Figura 8 Ciclone úmido proposto por Krames, J; Buttner, H., (1994) Figura 9 Bocais de atomizacão pneumátifco com misturador: externo (a) e interno (b). Fonte: Krames, J; Buttner, H., (1994). Ainda segundo os autores, no bocal de atomização com misturador externo os parâmetros de operação do líquido e do gás podem variar independentemente um do outro. Somente a perda de carga na saída do gás 28
ou do líquido e a capacidade de reposição do sistema impõem limitações no modo de operação. No bocal de atomização com misturador interno, os parâmetros de operação do gás e do líquido são dependentes. A Figura 10 mostra o grau de eficiência do ciclone, objeto de estudo destes pesquisadores, em função do diâmetro da partícula. Figura 10 Efeito da relação L/g (taxa de água por unidade de volume de gás limpo) na Eficiência de Coleta. Fonte: (KRAMES, J;
BUTTNER, H. 1994) Para calcular a quantidade necessária de líquido a ser pulverizada na separação, utiliza‐se a taxa de água por volume do gás limpo. Esta relação é chamada de (L/g). De acordo com os autores, outros lavadores úmidos de alta eficiência tais como os Venturi, operam com uma relação (L/g) de 0,5 a 5L/m3, enquanto que o ciclone úmido da Figura 8 opera entre 0,05 a 0,25. Este resultado mostra que é substancialmente menor o custo de pulverização do líquido. 29
As conseqüências de uma maior razão (L/g) são: distribuição de gotas abrupta (o que normalmente é uma desvantagem numa separação) e o aumento da concentração de gotas (o que significa uma menor distância entre as mesmas). 2.3.3 Separadores com pulverização de água Separadores com pulverização de água são os aparelhos nos quais se retiram as partículas de aerossol de gás, como conseqüência do assentamento dessas, sobre gotículas de água. As gotículas de água são formadas por nebulização através de bicos construídos para este fim. O método de pulverização, tamanho e distribuição das gotículas têm influência especial na eficiência de separação. A configuração dos fluxos de aerossol em relação ao de água nebulizada pode ser contracorrente, cruzado ou concorrente. A Figura 11 mostra esquematicamente as configurações possíveis. Figura 11 Configurações possíveis dos fluxos de aerossol (portador mais partículas) em relação ao fluxo de água nebulizada; a) contra corrente b) cruzado e c) concorrente Fonte: (WARYCH, J., 1979) 30
Como foi dito no item 2.3.1, o processo de separação nos ciclones úmidos ocorre seguindo as etapas: a. As partículas de poeira são conduzidas até o contato com as gotas, consideravelmente grandes, de líquido; b. As partículas de poeira são retidas nas gotas; c. As partículas de poeira são separadas junto com as gotas. A primeira etapa é a mais importante. Como se sabe, o assentamento das partículas sobre as gotas é um processo simples quando: 1. a velocidade gravitacional e a velocidade da partícula em relação a velocidade da gota é grande; 2. as gotas são pequenas; 3. as linhas de movimento das partículas estão próximas à superfície das gotas. Quando as gotas são pequenas, o movimento das mesmas é acelerado no portador e rapidamente atinge a velocidade do gás. Em condições extremas as gotículas poderão evaporar. O tempo de vida das gotículas em função do seu diâmetro pode ser observado na Figura 12. Este tempo também é função da umidade relativa e da temperatura do gás. Ele diminui com o diâmetro da gotícula, com a diminuição de umidade e com o aumento de temperatura do gás. Por exemplo, gotículas de água de diâmetro 10 µm e umidade relativa de 90% têm tempo de vida de aproximadamente 1 s. Segundo Warych, J. (1979), é conveniente que as gotículas sejam 50 a 100 vezes maior do que a partícula do aerossol. Conseqüentemente, para que a partícula de dimensão 0,5 μm seja extraída do gás necessitam‐se de gotículas 31
de 25 a 50 μm. Elas podem ser geradas nos pulverizadores com injetores de alta velocidade. Figura 12 Tempo de evaporação das gotículas de água em função de seu diâmetro para D=2,3∙10‐1cm2/s, λ ‐ 6.10–6 cm, T– 298K, no ar com 100% de umidade relativa. Fonte: (WARYCH, J. 1979) Portanto, para assegurar encontros das partículas com gotículas, sem que haja evaporação das últimas no gás portador, recomenda‐se que as gotículas tenham dimensões entre 0,1 e 1 mm. Com isso evita‐se a evaporação e o arraste pelo fluxo do portador (WARYCH, J. 1979). Em separadores contra corrente, a velocidade gravitacional das gotas deverá ser superior à velocidade linear do gás, normalmente compreendida entre 0,6–1,2m/s, medida com o aparelho vazio. A velocidade de queda da gotícula em função de raio de ação da mesma está ilustrada na Figura 13. 32
Figura 13 Velocidade limite de queda das gotículas de água e número Rek no ar em condições padrões (20 0C, 1013 hPa) em função do raio de ação da gotícula. Fonte: (WARYCH, J., 1979) Recomenda‐se que a distância entre as gotículas durante a queda não seja menor do que (4 a 5) vezes dk. Com isso evita‐se a coalescência das mesmas. Aceita‐se a concentração de gotículas de 1% em separadores. Na prática, é difícil evitar a formação de caminhos preferenciais devido à aglomeração das gotículas. A determinação das dimensões reais das gotículas geradas é muito difícil, devido aos choques da água pulverizada contra as paredes do separador, o que é difícil de ser evitado na prática. O mecanismo dominante de sedimentação das partículas de aerossol nas gotículas do líquido, nos equipamentos clássicos com pulverização de 33
líquido, é de inércia juntamente com o efeito de agarramento. O rendimento de sedimentação inercial das partículas de aerossol sobre gotículas em queda livre é apresentado na Figura 14. Figura 14 Rendimento de assentamento inercial das partículas com diâmetros entre 2 e 10μm sobre as gotas d’água, em queda livre, com diâmetro dk. Fonte: (WARYCH, J., 1979) Pode se observar que o rendimento máximo ocorre em torno é 0,8 mm de diâmetro das gotículas e é mais alto para partículas maiores. Portanto, o rendimento de separação é muito baixo para partículas menores do que 3 μm. Para diminuir a fronteira indicada, nos separadores úmidos mais modernos, utiliza‐se força de campo elétrico ou difuzoforese, assim as partículas menores terão oportunidade de sedimentar. A umidificação das partículas pelo líquido tem influência elevada sobre o rendimento de separação. Esta umidificação é melhorada pela condensação dos vapores sobre as partículas. Nos separadores úmidos o líquido pulverizado é freqüentemente reciclado, isto resulta em maiores dimensões das gotículas que podem chegar a 1 mm. O consumo de água de pulverização está entre 0,1 – 0,8 dm3 de H2O/m3 de gás. A queda de pressão 34
durante a passagem do gás é mais baixa em separadores úmidos e alcança algumas dezenas de Pa. A Tabela 3 contém os elementos de volume, equações de balanço e as equações integradas para os três tipos possíveis de configurações de fluxos de aerossol (portador mais partículas) em relação ao fluxo de água nebulizada. 35
Tabela 3 ‐ As possíveis configurações de fluxos com as respectivas equações de balanço usadas na determinação da eficiência em ciclones com pulverização de água. (A configuração central foi a empregada no ciclone objeto de estudo deste trabalho) uAc − uA( c + dc ) − cηk u a Vl
πd 2k 6
Adh = 0 4 πd3k
dc
3 Vu
= − ηk l a dh c
2
ud k
ln
& u
c0
V
3
l a
= − ηk
h u k V&g d k
ci
2
η=
& u η h⎞
⎛ 3V
ci − c0
= 1 − exp⎜ − l a k ⎟ & u d ⎟
⎜ 2V
ci
g k k ⎠
⎝
ubhc − ( c + dc⋅ )ubh − u k hVl ηk
πd 2k 6
cbdx = 0
4 πd 3k
dc
u bhVl ηk 3
=− k
dx c
ubh
2d k
ln
η=
ucA − uA( c + dc ) +
u kg
(u − u kg )
Vl ηk
πd 2k 6
cAdz = 0 4 πd3k
u kg
& fη dz
dc
3V
l k
; em que: f =
=−
c
2u (1 − f )d k A
u
& hη
co
3V
k
=−
& d
ci
2V
g k
ln
& η h⎞
⎛ 3V
ci − c0
= 1 − exp⎜ − l k ⎟ & d ⎟
⎜ 2V
ci
g k ⎠
⎝
η=
& fη z
co
3V
l k
=−
ci
2u (1 − f )d k A
& fη z ⎞
⎛
ci − c0
3V
l k
⎟ = 1 − exp⎜⎜ −
⎟
(
)
ci
2
u
1
−
f
d
A
k ⎠
⎝
36
2.3.3.1 Separadores com injeção de água contra corrente A aplicação de fluxo de água contracorrente é utilizada, com maior freqüência, nos aparelhos verticais conforme apresentado na Figura (a) da Tabela 3. Sendo: & : vazão volumétrica de gás, isto é: V&g = u ⋅ A V
g
& : vazão volumétrica de água , isto é: V&l = u k ⋅ Vl ⋅ A V
l
Em que: Vl : Acúmulo das gotículas de líquido no volume elementar, (m3/m3) u k : Velocidade da gotícula, relativa à parede do aparelho. Dados adicionais: A área de escoamento no elemento de volume; c concentração de partículas no aerossol; u velocidade do aerossol; dk diâmetro da gota; ηk rendimento de sedimentação de partículas de aerossol para uma dimensão definida da gotícula; e, h altura da faixa de contato do aerossol com as gotas. O elemento de volume tem altura, dh, área da face, A, e concentração de partículas na entrada, c, com velocidade de sedimentação, ua,, sobre as gotículas constante. A pulverização de água de cima para baixo em escoamento contracorrente é feita por meio de um ou mais pulverizadores direcionados verticalmente com pequeno ângulo em relação ao nível. No caso de uso de vários pulverizadores, 37
eles poderão ser instalados em uma ou mais fileiras, nos vários planos horizontais. O fluxo de aerossol de baixo para cima, encontra‐se com as nuvens de gotículas de água no sentido oposto. O rendimento de separação nos equipamentos com pulverização em contra‐
corrente, também, pode ser obtido conhecendo‐se o número das gotículas presentes em uma quantidade definida do fluxo de aerossol. Estabelece‐se que pela coluna do separador passam n gotas com velocidade relativa uk, e rendimento de sedimentação das partículas em uma única gota ηk. Se n1 é o número de partículas que penetram através da primeira fileira das gotículas, n2 atravessa a segunda fileira, até penetrar na fileira nn, , então: n1 = ni ⋅ (1 − ηk ) n 2 = ni ⋅ (1 − ηk )2 M nn = ni ⋅ (1 − ηk ) n
O rendimento de despoluição de aerossol passando por n gotas, pode ser escrito: η = 1−
nn
= 1 − (1 − ηk )n ni
(16) Deve‐se contar que no separador existem algumas zonas mortas (inacessíveis às gotículas em queda), conseqüentemente, uma fração x de gás 38
não despoluído deve ser incluída na equação, então a fração de gás despoluído torna‐se: [
η = (1 − x ) 1 − (1 − ηk )n
]
(17) Aceitando que nk gotículas produzidas por unidade de tempo, caem dentro da coluna do separador com velocidade: u k = u tk − u a sendo: u tk velocidade gravitacional de queda da gota, obtida do diagrama ou calculada por meio de equação: u t =
(
)
d a 2 . ρa − ρ g .g
18.µ g
u a velocidade de passagem das partículas do aerossol para o gás. Considerando que não há deslizamento entre gás e partícula, pode‐se aceitar, que a velocidade do gás, u, é mesma que a da partícula que é válida para regime laminar, isto é, Re ≤ 0,1 e coeficiente de atrito λ=2/Re. Em condições práticas, o Re pode ser ampliado 0,1 para 2,0. Para 2,0 ≤ Re<500 o coeficiente de atrito pode ser determinado pela correlação empírica: λ = 18,5 Re 0 ,6 (18) O tempo de contato entre as gotas e as partículas na coluna de altura h, será ⎛h h
+
⎝ u uk
estimado como ⎜⎜
⎞
⎟⎟ , em que o número de gotículas n em contato com o ⎠
aerossol é definido pela equação 10: 39
n = n& k
π ⋅ d k2 ⎛ h
h ⎞
⎜⎜ + ⎟⎟ 4A ⎝ u a u k ⎠
(19) em que a taxa de gotículas introduzidas n& k para a coluna eleva‐se para: n& k =
L
π ⋅ d k3 ⋅ ρ1
6
3
(20) sendo: L – fluxo de massa do líquido pulverizado, em kg/s. Substituindo o valor de n&k na equação 10, tem‐se para n: n=
3hL
2d k .ρ1
⎡1
⎤
1
⎢ +
⎥ ⎣⎢V g A.(utk − u a ⎥⎦
(21) Observa‐se que a quantidade de gotículas está ligada aos parâmetros construtivos, operacionais e o tipo do pulverizador. Conhecendo a quantidade de gotas n e o rendimento ηk, pode‐se definir o rendimento do separador pela equação: [
]
η = (1 - x) 1 - (1 - ηk )n (22) O rendimento do separador com fluxos em contra–corrente obtidos por Akitsune; Takae, (1973) foram correlacionados de acordo com equação empírica derivada por Johnstone et al. (1954). O diâmetro de gotículas, dk, em µm foi calculado através da equação empírica de Turner and Moulton (1953), mostrada na equação 14. 40
dk
= 16,56 ⋅ 10 - 3 ⋅ d01,52 ⋅ L- 0,44 . ⋅ σ0,71µ10 ,16 (23) em que: do diâmetro da entrada do injetor em mm; L vazão mássica de água pulverizada em g/s; σ tensão superficial do fluido (água) N/m; µ1 viscosidade do fluido em mPa∙s. Para um injetor com diâmetro de do=6 mm, ângulo de pulverização de 90 usado para retirar partículas do gás com 10 µm, o rendimento será: &
⎡
⎤
V
η = 1 − exp ⎢− 0,60 1 Stk1 / 2 ⎥ &
V
⎢⎣
⎥⎦
g
(24) sendo: V1 vazão volumétrica do líquido dm3/h Vg vazão volumétrica do gás (portador) m3/h Os valores obtidos estão em concordância com os valores apresentados por Orr (1966). A aplicação de pulverização em contra corrente são freqüentemente usados em dutos de gás portador, como mostra a Figura 15. 41
Figura 15 Apresentação da pulverização em contra corrente com indicações dimensionais. Fonte: (CHENG, L. 1973) A quantidade das gotas em atividade pode ser calcular por: 1
& ⎞3 2
z ⎛ 6V
1 ⎟
⎜
z3 n= =⎜
s ⎝ π.A.d 3k ⎟⎠
(25) (26) em que: z comprimento da tubulação; s comprimento da projeção das gotículas; n quantidade das gotas. O rendimento nessas condições pode ser obtido por: n
& 1⎞
⎛ 3
n
z.V
1
⎟ η = 1 − 1 = 1 − ⎜ 1 − ηk
& n⎟
⎜ 2 dkV
ni
g
⎝
⎠
O choque entre as gotículas de líquido e o gás portador das partículas foi definido de acordo Soo, (1967).apud Cheng, L. (1973), por 42
z=
uk − u
F
(27) Em que F é a constante de transferência de momentum entre a gotícula e o gás. Para a maioria das situações práticas o número de Reynolds, tomando a gotícula como referência, maior do que dois, F pode ser definido como: F=
3 ρg u k − u
λ
4 ρ1 d k
(28) O coeficiente de atrito,λ, depende do tipo do regime de escoamento do fluxo de aerossol, e então: λ = 18 Re −0 ,6 para 2 ≤ Re ≤ 500 λ = 0 ,44 para Re>500 O diagrama da Figura 16 apresenta os valores obtidos com a equação 26. Figura 16 Dimensões ótimas das gotículas com injeção de água em contra corrente no eixo do duto. Fonte: (CHENG, L. 1973) 43
Observa‐se, que o maior rendimento de retenção das partículas de diâmetro de 2,0 µm ocorre quando as gotículas de água possuem o diâmetro de 200 µm. Isso mostra que a retirada das partículas do fluxo de gás, com a injeção axial de água contra corrente, é proporcional ao rendimento de assentamento das partículas nas gotas ηk , à grandeza do fluxo volumétrico Vl, ao comprimento de pulverização z e é inversamente proporcional ao fluxo volumétrico do gás (portador) Vg e ao diâmetro das gotas dk , (CHENG, L., 1973).. A maioria das gotas no fluxo em contra corrente perdem rapidamente a velocidade, especialmente aquelas que são de dimensões pequenas, dificultando o contato entre os elementos. O resultado dos ensaios realizados por Calvert e 1
colaboradores (1975) apud Warych, (1979), para a retirada das partículas de óxido de titânio e de ferro do gás portador (partículas de diâmetro da=1µm e para fluxo de 106 partículas por cm3), pode ser observado na Figura 17. Com estes resultados, Warych, J. (1979) observou que: a) a penetração das partículas depende fortemente da massa de vapor condensado; b) o rendimento de retirada é reproduzido desde que o processo ocorra sob as mesmas condições (curvas 1 e 2); c) a comparação das curvas 1 ou 2 com a curva 3 demonstra certa anomalia, pois as gotas d’água eram 25% menores na curva 3. Deste fato, resulta um maior aproveitamento da água de pulverização, bem como o impedimento do processo de coalescência das gotas no volume e na parede do separador; 1
Calvert S.; Ihaveri N. C.; Huisking, T. Study of Flux Force/condensation Scrubbing of Fine Particles U.
S. Env. Port. Agency Report nO 600/2-75-18 (1975).
44
d) a comparação das curvas 3 e 4 apresenta a influência do diâmetro das gotas. Entretanto, considerando‐se que o fluxo de gás e de água foram idênticos, o diâmetro médio volumétrico das gotas foi de 1 a 5 vezes maior na curva 4 do que na curva 3. Assim, o assentamento das partículas (quantidade de gotículas para unidade de volume do separador) era menor para curva 4, resultando em uma penetração maior; e) o aumento da temperatura da água de pulverização de 24 para 510C, com aerossol a uma temperatura constante na entrada de 770C, pulverizando‐
se água em apenas um ponto resulta em um gradiente uniforme de temperatura e pressão no comprimento do separador. Isso aumenta a penetração das partículas do aerossol. 1– V&1 = 1dm3/s; d k ≈ 350µm 2– V&1 = 1dm3/s; gotas pequenas
3– V&1 =0,76dm3/s; gotas pequenas
4– V&1 = 0,76dm3/s; d k ≈ 450µm Figura 17 Penetração das partículas em função da massa de condensação dos vapores por unidade de massa de gás seco mk Fonte: (WARYCH, J. , 1979) Para melhorar o rendimento de separação com pulverização, visando coletar as partículas de menor tamanho, além da força de inércia, Warych, J. (1979) sugere usar uma força do campo elétrico fornecido por eletrodos ligados entre a carcaça 45
e as gotículas de água (ver Figura 18). No caso do uso do campo elétrico, é aplicada uma tensão de corrente continua da ordem de 50kV em relação ao corpo do separador, o que acarreta certas precauções e custos. Neste campo elétrico, as gotas de água são aceleradas e direcionadas à parede do separador junto com as partículas retiradas do fluxo em contra corrente do aerossol. Figura 18 Representação básica de um separador eletrostático com umidificação. Fonte: (WARYCH, J. 1979) De acordo com Warych, J. (1979) o rendimento de separação das partículas com da=1 µm e concentração de poluente de 2,2 a 360 g/m3 atinge até 99 %. Para partículas submicrônicas o rendimento é da ordem de 90 a 96 %. 2.3.3.2 Separadores com injeção de água em fluxo cruzado Os separadores com fluxo cruzado de água em relação ao fluxo de gás mais freqüentemente utilizado são os com fluxo de água de cima para baixo e o fluxo de gás na horizontal (OGAWA, A., 1987). 46
A velocidade das gotas em relação ao gás (partículas) é um pouco menor do que nos separadores em contra corrente e maior em relação ao concorrente. Assim, pode‐se dizer que: a) As gotas formadas têm velocidade de queda livre e são distribuídas uniformemente sobre todo volume; b) Durante a passagem as gotas não alteram as suas dimensões; c) A concentração das partículas em todo volume do separador é constante. A manutenção da passagem cruzada das gotículas é praticamente impossível devido ao arraste pelo fluxo do gás, do movimento turbulento, à inércia das gotas e da força de gravidade. Calvert, S. et al. (1975) apud Warych, J. (1979) analisaram e definiram o processo de assentamento das partículas sobre as gotículas. Para tanto, considerou uma paralisação momentânea das gotas no volume elementar Tabela 3 (figura b). O volume foi definido pela seguinte equação 22: V1 =
V&1
u k bdx
(29) Então, o fluxo volumétrico de gás é dado por: V&g = ubh A equação de balanço de massa das partículas no elemento de volume estão apresentadas na coluna (b) da Tabela 3. 47
Observando a equação do rendimento no separador com fluxo cruzado, nota‐se que o rendimento aumenta com a altura de queda das gotas, h, e com a diminuição do diâmetro dk e com o aumento da velocidade relativa entre as gotas e o fluxo de gás. Em princípio, aceita‐se para essa equação a possibilidade de um desvio, especialmente para as gotas de maiores dimensões. Tais condições carecem de confirmação experimental e aplicação de coeficientes de correção. Aplicações de outros meios de retenção das partículas tais como, forças eletrostáticas, difusoferose e outros, também necessitam da complementação da equação citada. 2.3.3.3 Separadores com injeção de água concorrente Nos separadores com injeção concorrente, a velocidade relativa das gotas no fluxo de gás é pequena, o que causa uma baixa eficiência de separação (OGAWA, A., 1987). Essa afirmação não é válida se, para separação, forem utilizadas forças externas (centrífuga ou eletrostática). O balanço de massa de poeira até a equação do rendimento do separador estão na coluna (c) da Tabela 3 No caso desta configuração é importante conhecer a velocidade das gotas em relação a do gás, ukg, e a eficiência de assentamento das partículas em função da distância dz. Com a finalidade de facilitar a solução da equação do balanço diferencial Calvert, S. et al. (1975) admitem que: 48
ukg = fu (30) A equação para coeficiente de resistência, para movimento das gotas concorrente ao gás, utilizado por Ingebo (1956) e Calvert, S. et al. (1975) apud Warych, J. (1979) é apresentada na equação 31: λ = 27 Re −0 ,84 (31) Calvert, S. et al. (1975) apud Warych, J. (1979) ainda aproximaram o coeficiente de atrito para faixa de número Re comumente usada em fluxo concorrente nos separadores que a equação (32), representa melhor esta resistência. λ=
55
Re
(32) O comprimento do caminho percorrido pela gota em relação ao gás z’ não depende da resistência do meio nem da força de inércia e pode ser apresentada como: '
'
d Re 3.ρ g .(z 2 − z 1 )
=
= ∫
4.d k .ρ1
Re1 λ. Re
Re 2
(33) (34) (35) Substituindo e integrando a equação obtém‐se: 3.z'.ρ g
4.d k .ρ1
=
Re1 − Re 2 Re1. (1 − f )
=
55
55
A relação entre dz e dz’ pode ser apresentada como sendo: dz =
1− f
f .dz'
Aplicando a equação e prosseguindo o cálculo diferencial obtém‐se a dependência entre dz e df que aplicada na equação do balanço apresentada na 49
coluna (c) da Tabela 3, e aqui reproduzida como equação 36, e usando também a relação da equação 38, tem‐se: & fη dz
dc
3V
l k
=−
c
2u (1 − f )d k A
36 2V& ρ d η
dc
= − l l k k df c
55 Au g
(37) Integrando para as condições de entrada de c = c1; f = 0 e na saída c = c0 ; f = f tem‐se a expressão para o rendimento de separação: ⎛ 2V&l ρ l d kη k ⎞
f ⎟ ⎟
55
Au
g
⎠
⎝
η = 1 − exp⎜⎜ −
(38) O rendimento de assentamento inercial sobre a gota, no processo de pulverização concorrente está apresentado na Figura 18. Figura 19 Rendimento teórico de assentamento das partículas nas gotas em função do caminho relativo adimensional até a parada da partícula z′
sobre o diâmetro de gota, . Fonte: (WARYCH, J., 1979) dk
50
Se no processo de separação é predominante mecanismo de inércia, pode‐se aceitar para, f, o valor 0,25. Para o ar em condições normais, ρ g = 1,19kg/m3 ; µ k = 1,8 ⋅10−5 Pa ⋅ s e para água ρ l = 1000kg/m 3 . Quando as partículas possuem as dimensões submicrônicas, a velocidade de passagem no separador concorrente não é grande e a retirada das partículas prossegue pela difusão sobre a superfície da gotícula. Neste caso, para a definição do rendimento pode‐se utilizar a Equação 38 que dá a dependência do fluxo de infiltração das partículas nas gotículas. A introdução de vapor no fluxo de gás carregado com partículas e água concorrente melhora o rendimento de separação, isto foi confirmado por Warych, J. (1979), como mostra a Figura 20. Essa ação gera aumento de massa das partículas, oferece melhores condições hidrofílicas provocadas pela condensação do vapor sobre a superfície das partículas. Figura 20 Rendimento de separação em função de fluxo da massa de vapor condensado para diversos diâmetros das partículas. Fonte: (WARYCH, J., 1979) 51
Neste sistema, além do efeito da condensação de vapor sobre partículas, aparece também a termo e de difusoforese. Para gotículas na faixa de 0,1 a 1,0 mm, estes fenômenos, aumentam a aderência das partículas, o que é apresentado pelo cálculo de Pilat e Prem.(1976). Os ensaios executados por Calvert et al. (1975) apud Warych, J. (1979). mostram que a condensação de vapor sobre as partículas tem influência sobre o rendimento no separador horizontal concorrente, nas condições: 1) A concentração de partículas no fluxo de entrada do separador é uniforme e a queda de concentração na passagem é exponencial (o fluxo de portador sempre é uniforme durante a passagem); 2) A cobertura realizada pela pulverização de gotas concorrente cresce exponencialmente com a distância do injetor de pulverização; 3) O diâmetro da gota é o mesmo em toda a passagem. O separador concorrente é freqüente utilizado em casos de elevada concentração das partículas e elevada densidade de fluxo volumétrico. 2.4 Alguns tipos de separados e suas aplicações 2.4.1 Separadores de torre (Scrubber com injeção de água) Conforme será apresentado neste item, é possível encontrar no mercado e na literatura uma série de separadores e lavadores de gases para o controle de material particulado, bem como para o resfriamento e absorção de gases e vapores tóxicos como SO2, SO3, H2SO4, HF, HCl, P2O5, NO2 e outros. 52
Em alguns destes equipamentos a separação/remoção é feita com o uso de um ciclone, no qual um ventilador disposto no duto de entrada do equipamento, força o escoamento do gás que contém o material particulado e/ou vapores. Os lavadores em forma de torre podem ser construídos com ou sem o enchimento, este último é que forma o elemento de filtração. 2.4.1.1 Lavadores sem enchimento São equipamentos para resfriamento do gás através da injeção direta de água de resfriamento, sendo que os lavadores deste tipo são eficientes tanto para a separação como para o resfriamento do gás (que depende do tempo de contato das partículas com água). A velocidade do gás é pequena e não ultrapassa 1m/s, portanto, para oferecer o tempo suficiente, necessita‐se de um a altura de 30 e até 40 metros para o lavador. Em função disso, pode‐se obter resfriamento do gás acima de 100oC, com separação simultânea e eficiência da ordem de 50 a 80 %. A perda de pressão causada pela passagem de gás e pelo lavador é pequena, ou seja, da ordem de 10 a 300 N/m2. A desvantagem deste lavador é o elevado consumo de água que pode ser acima de 6 L/m3 (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979). 53
Figura 21 Lavador sem enchimento. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979). Outro lavador com uma construção um pouco mais complexa, caracteriza a torre da empresa Elex apresentado na Figura 22 Figura 22 Lavador de torre da empresa Elex Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 54
A torre do lavador é composta por uma série de elementos direcionadores dispostos seqüencialmente. O gás é fornecido tangencialmente abaixo da torre e tem a sua saída na região superior, passando através do lavador. Este lavador trabalha com gases a uma vazão de 1800 a 36.000 m3/hora e com perda de pressão de 600 a 1500 [N/m2], o que significa um consumo de potência de 1 a 75 kW. Consome uma notável quantidade de água, isto é, 25dm3/m3 de gás, que opera em circuito fechado. Para partículas de trituração mecânica o rendimento de separação das partículas chega a 98% (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979). 2.4.1.2 Lavadores com enchimento A construção deste tipo de equipamento é semelhante à dos lavadores sem enchimento, com uma camada adicional de filtração. O esquema deste tipo de lavador está apresentado pela Figura 23. Figura 23 Lavadores com enchimento tipo OKc Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 55
Sobre a grelha ou tela de chapa perfurada, é colocado o elemento de filtração, que poderão ser anéis de Rasching ou outros elementos de porcelana ou de plásticos. O gás é introduzido por baixo e conduzido pelo recheio continuamente umidificado pela água que passa pelos separadores de gotas e, em seguida, para o ambiente. A velocidade de passagem do gás por este lavador é de 1 a 1,5m/s, com um consumo de água de 1 a 20 L/m3. Este tipo de lavador trabalha bem para partículas de trituração mecânica (maiores que 1µm). O rendimento está na faixa de 80 a 95 % com perdas de pressão de 100 a 500 N/m2. O fluxo da passagem de gás é de 5000, 13000 e 19000 m3/hora, com consumo de água de 1 a 4 [litros/ m3] e a perda de pressão é de 10 a 500 N/m2. A Tabela 4 apresenta as características de 4 tipos de lavadores executados pela empresa polonesa FUMOS. 56
Tabela 4 ‐ Dados técnicos de lavador com enchimento (OKc. da Polonia) Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979). Parâmetro Unidade OKc 1000 OKc 1200 V nom m3/h 7760 ‐ 8150 7800 – 11080 m3/h 4,6 ‐ 5,7 Consumo de água 6,0 ‐ 7,5 OKc 1400 4000 ‐ 5660 3,2 ‐ 3,9 OKc 1630 10630 ‐15000 8,2 ‐ 10,1 de circulação Consumo de água ~15 % de água de circulação Peso kg ∆p N/m2 310 440 260 650 ‐ 960 520 57
2.4.2 Lavador com leito fluizado Um lavador de torre especial é o de leito fluidizado. O leito é composto com esferas leves de diâmetro de 30 a 40 mm os quais são sustentados pelo gás fluindo de baixo para cima. Estas esferas têm movimento irregular e quando umidificadas oferecem maior área de contato com as partículas carregadas pelo gás. Figura 24. Lavador com leito fluidizado da empresa Prat‐Daniel. Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) O lavador possui duas seções de esferas de diâmetro 38 mm. Na parte superior é localizado o separador de gotas rotativo. A velocidade de 58
passagem de gás é de 2,5 a 5 m/s, o consumo de água é de 0,1 a 1 [l /m3] de gás. Estes separadores são construídos para fluxo de gás de 5000 a 25.000 m3/h. Os lavadores com leito fluidizado tem perda de pressão de 700 a 1000 N/m2. O rendimento de separação é de 90 a 99 %. 2.4.3 Lavadores com borbulhagem Quando o gás é soprado com elevada velocidade sobre o espelho d’água, formam‐se uma quantidade de bolhas que capturam as partículas ocorrendo assim, a separação. Com o fluxo de gás constante, forma‐se uma camada de bolhas de altura definida. Este fenômeno é aproveitado para a separação de gases industriais nos lavadores de colisão, de espumas e nos lavadores com labirintos isolados com água. O gás poluído é introduzido com velocidade de 40 a 100m/s no duto em forma de injetor e colide com a superfície de água localizada logo na saída. Esta água é turbilhonada formando uma espuma. As partículas do poluente são retiradas do gás graças à força da inércia formada pela rápida mudança de direção de gás. 59
Figura 25 Lavadores de borbulhagens firma Doyle. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Uma das variantes do lavador de borbulhagem é chamada de lavador Doyle, aplicada para separação de poeiras geradas mecanicamente. Trabalha com eficiência de 98‐99,5 % para particulado com boa umidificação. Figura 26 Lavador de borbulhagem. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 60
A velocidade aplicada nos lavadores de borbulhagem está entre 30 e 70 m/s com perda de carga de 1.500 a 4.250 N/m2, o consumo de água pelo lavador é de 0,3 a 0,5 litros/m3 de gás. 2.4.4 Lavador de espuma O esquema de funcionamento do lavador de espuma é ilustrado na Figura 27. O elemento principal do lavador de espuma é uma chapa perfurada (1) sobre a qual é disposta uma fina camada de água. A água transborda pelos orifícios (2) através dos quais também passa o gás poluído, de baixo para cima, provocando uma forte turbulência na água sobre a chapa, formando uma espuma. As partículas do poluente são coletadas no container (3) ou são arrastadas com a água pelo ladrão (4). Acima da placa está o separador de gotas (5). Os diâmetros dos furos das placas é da ordem de 4 a 6mm. Figura 27 Lavador de espuma Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Os orifícios correspondem a uma área de 20% da superfície da placa por onde passa
a água. A velocidade de gás no corte livre do lavador não pode ultrapassar 3 m/s, e
nos orifícios da placa é de 10 a 20 m/s. A perda de carga hidráulica do lavador de
61
espuma é de 1.400 a 1.900 N/m2 e o consumo de água é da ordem de 0,3 a 1 L/m3.
Este tipo de lavador é aplicado para partículas de trituração mecânica com boa ou
média capacidade de umidificação. O rendimento é da ordem de 95%, não podendo
ser utilizado para partículas que possam obstruir os orifícios (p. ex. pó de cimento).
2.4.4.1 Lavador de espuma tipo Elex-Hidro É muito interessante observar o lavador de espuma tipo Elex‐Hidro da firma Elex apresentado na Figura 28. O lavador possui duas divisões ou mais, (2 a 5) formadas por placas perfuradas, em cima das quais são colocadas camadas com espessura de 150 a 200 mm de esferas de vidro (3). A água é injetada abaixo da primeira divisão (1). A divisão superior (5) realiza a função de separador de gotas. O gás fluindo no meio das esferas umidificadas forma um movimento quase fluidizado com elevada quantidade de espuma. O gás é lavado e libertado de partículas sólidas, durante a passagem por este ambiente. O rendimento do lavador é da ordem de 99 % para partículas de diâmetro médio de 1 µm. A perda de pressão é de 1.300 N/m2. Os lavadores deste tipo são construídos para vazões de 1.800 a 70.000 m3/h. As dimensões destes lavadores são: diâmetro de 590 a 3.510 mm e alturas de 2.650 a 6.300 mm. 62
Figura 28 Lavador com camada de filtração de material granulado de firma Elex‐Oski. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Os lavadores de espuma formam um grupo de equipamentos de elevado rendimento e com baixo consumo de água. Entretanto, não podem ser utilizados para a separação das partículas de difícil umidificação e de solidificação em ambientes úmidos. 2.4.5 Lavadores com os labirintos fechados pela água A Figura 29 apresenta um lavador com labirinto. A diferença destes lavadores com os de borbulhagens é que o gás é obrigado passar por um labirinto cujo circuito é parcialmente mergulhado na água. O gás com as partículas é introduzido na água, e pela turbulência há dispersão das gotículas, oferecendo, assim, elevada área de contato entre o gás e a água. 63
Figura 29
Labirinto com parte mergulhada na água
NOWICKI, M., 1979) Fonte: (JUDÁ, J.; 2.4.5.1 Lavador Roto‐Clone tipo N Estes equipamentos apresentam construção simples e compacta. Na Figura 30 é apresentado o mais popular lavador com labirinto denominado Roto – Clone tipo N da firma American Air Filter (AAF). Figura 30
Lavador Roto – Clone tipo N Fonte : (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 64
Este lavador é construído para vazões de 1.500 a 89.000m3/h, para perdas de pressão
de 1.300 a 1.600N/m2. O consumo de água é notavelmente pequeno, podendo chegar
até 0,03 L/m3 de gás. A concentração de poluente na entrada do lavador pode ser de
até 40 g/m3. O rendimento do lavador não é alterado com as mudanças de vazão de
gás na faixa de 60 a 110 % da vazão nominal. A eficiência é de 90% para as
partículas de 1 µm e quase 100 % para as partículas de 8 µm, (informações de
acordo com Concordia-Elektrizitats) apresentados na Figura 31.
Figura 31 Eficiência de separação dos lavadores Roto‐Clone tipo N Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) O consumo de água padrão é de 0,01dm3/m3 de gás. Os lavadores deste tipo são equipados com sistemas para a limpeza mecânica dos materiais depositados. Conclui‐se que os lavadores com labirintos inundados são de boa eficiência, de construção simples, de pequeno consumo de água podendo, inclusive, reter partículas não umidificadas. 2.4.6 Lavadores rotativos 2.4.6.1 Lavador rotativo horizontal (desintegrador Theisen) 65
Nos lavadores rotativos horizontais, o contato de partículas com a água é no campo das forças centrífugas. Este campo é produzido pelo elemento de rotação de elevada velocidade onde são introduzidos a água e o gás pelo eixo central. As acelerações da água e do gás com as partículas no rotor oferecem maior contato entre si e alocação das partículas sobre a parede. Um exemplo típico é um lavador rotativo da firma Theisen, denominado também como desintegrador, largamente utilizado para purificação de gases de alto‐fornos. A velocidade do desintegrador é de 500 a 1.000 rpm e o consumo de água é de 0,35 a 0,9 dm3 / m3 de gás. A potência consumida é de 4 a 7 kWh/1000 m3 de gás. Estes aparelhos, mostrados na Figura 32, são construídos para vazões de 60 a 90.000 m3/h. A característica especifica deste lavador é que, pela sua ação rotativa, comprime o gás de 2.500 até 4.000 N/m2. A principal desvantagem deste aparelho é o elevado consumo de energia elétrica e a complexidade na sua construção. Atualmente, estes tipos de desintegradores estão sendo substituídos por outros de construção mais simples. Figura 32
Lavador rotativo da firma Theisen Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 66
2.4.6.2 Lavador rotativo vertical O exemplo clássico de um lavador rotativo vertical é apresentado na Figura 33. No eixo vertical são instalados, em três níveis, discos cônicos de chapa, sendo que, o externo é de chapa perfurada. Com o movimento rotativo, a água é pulverizada no ambiente do gás retendo as partícula e, também, absorvendo gases tóxicos. Na parte superior tem‐se uma camada de material granulado ou elementos de Rasching. Este tipo de lavador pouco usado devido a sua construção e custo de operação elevado. Figura 33
Lavador rotativo vertical firma American Air Filter (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Para a família de lavadores rotativos deve‐se incluir o lavador tipo Roto‐
Clone W construído pela firma American Air Filter (AAF), produzida na Europa pela firma CEAG e Tunzini, Figuras 34 e 35. Neste caso, a água é 67
direcionada sobre o rotor com rotação de 440 a 3140 rpm. O efeito de lavagem do gás é recebida pela pulverização de água provocada pela força centrífuga no fluxo do gás. Figura 34 O esquema de funcionamento do lavador Roto – Clone W. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) As vantagens de utilização deste tipo de lavador são: a elevada retenção das partículas menores do que 1 µm de difícil umidificação e a compacidade. Sua desvantagem é o elevado consumo de energia elétrica e necessidade de manutenção freqüente. Figura 35 Vista geral de lavador Roto – Clone W. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 68
Este lavador abraça, também, a função de ventilador e de acordo com a rotação. A
pressão de insuflamento varia de 500 a 2250 N/m2, a velocidade de entrada é de 15 a
25 m/s, o consumo de água é de 0,15 dm3/m3 e consumo de energia elétrica é de 0,6 a
2,0 kWh/1000 m3 de gás. Os lavadores deste tipo são construídos para vazões de
0,415 a 23,6m3/s, isto é, 1.550 a 85.000 m3/h.
2.4.7 Lavadores de fluxo ciclônico úmido Como dito no item 2.3.1, um dos fatores que causa a baixa eficiência dos ciclones secos é provocado pelo rebatimento das partículas na parede e arraste para a saída. Este acontecimento foi reduzido através das formas injeção de água, Figura 36, com conseqüente umidificação das partículas das paredes do ciclone oferecendo maior aglomeração das mesmas. Figura 36 As formas de instalações dos pulverizadores no ciclone. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Figura 37 Lavador de movimento ciclônico com injeção de água na parede construído pela firma Micro Pul, tipo Micro ‐ Airetron 500. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) 69
Observa‐se que os lavadores ciclônicos são construídos como torres, com a passagem de gás com fluxo ciclônico, com pulverizadores que podem ser instalados na entrada do gás, nas paredes coletoras ou na parede central. O equipamento apresentado na Figura 37 trabalha com elevada eficiência (98 a 99%) para partículas maiores que 1µm, com a perda de carga de 1.000 N/m2 e consumo de água de 0,67 a 0,8 dm3/m3 de gás. Um exemplo clássico de um lavador ciclônico com pulverização central é o popularmente utilizado nos Estados Unidos e fabricado pela firma Pease‐
Anthony‐Ciclonic‐Scrubber, Figura 38. Figura 38
Lavador com movimento ciclonico Pease-Anthony-Ciclonic-Scrubber.
Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) O gás é introduzido pela parte baixa do lavador (Figura 38). Os bicos pulverizadores
(3) são instalados no tubo central (1) pelo qual é conduzida a água. A pressão da
água é de 0,5 a 1,0 MN/m2 obtendo as gotículas de água de 25 a 50 µm. As partículas
são depositadas na parede do aparelho, coletadas e conduzidas (2) para o devido
tratamento. A entrada de gás (4) é controlada pelo clapé e a velocidade pode ser de 7
a 25 m/s. O consumo de água é de 0,7 a 1,4 [dm3/m3] e perda de carga da ordem de
500 a 1000 N/m2. A eficiência para partículas de trituração mecânica é de 95 a 99 %.
70
Tendo em vista o equipamento Pease‐Anthony‐Ciclonic‐Scrubber, a firma OPAN construiu um lavador ciclônico de injeção de água central cuja configuração encontra‐se na Figura 39. As dimensões apresentadas são orientativas. Figura 39 Ciclone úmido da firma OPAN. Fonte: (JUDÁ, J.; NOWICKI, M., 1979) Este tipo de lavador não necessita pressão de água de pulverização elevada. O que pode ser observado nos dois exemplos anteriores. A devantagem dessa instalação é a necessidade de tratamento da água reciclada. 71
Capítulo 3 Materiais e Métodos Neste capítulo, serão apresentadas etapas do projeto de um lavador de gases para as temperaturas acima das ambientais, sua concepção, construção, montagem do equipamento e por fim a sua avaliação experimental. O equipamento foi construído a partir da adaptação de um ciclone tipo americano no foram introduzidos bicos nebulizadores para aumentar a eficiência de coleta de partículas. As dimensões básicas de um ciclone americano estão na Figura 40 (KOCH; LITCH, 1977). Figura 40 Características geométricas de um ciclone americano 72
Devido as suas características dimensionais o ciclone americano é mais adequado para purificação de aerossol com partículas de 5 à 30μm, e também pode ser instalado galpões industriais com pé direito baixo, muito comuns no Brasil. Este tipo de ciclone é menos eficiente na coleta do material particulado especialmente para partículas menores de 5μm. 3.1 O equipamento modificado O lavador de gases industrial modificado proposto neste trabalho é um ciclone, tipo americano triplo cone com bicos pulverizadores laterais. As modificações geométricas realizadas tiveram como objetivo umidificar o portador com material particulado para aumentar a eficiência de coleta. 3.1.1 Modificações construtivas As novidades apresentadas a seguir são destaques nesta nova proposta de ciclone lavador: 1) A injeção de água é transversal (da parede para o centro) ao escoamento do gás, obrigando‐o a deslocar‐se ao centro do corpo do ciclone promovendo a entrada de gotas neste fluxo. O bocal assim disposto aumenta o tempo de residência das gotas dentro do ciclone, proporcionando maior retenção dos poluentes dentro das gotas. Este comportamento pode ser observado na primeira parte do ciclone (primeiro anel). Na seqüência, a mistura (poeira mais gás mais gotas) é deslocada pela força centrífuga à parede oposta do ciclone, onde ocorre a separação entre o gás e a água mais o particulado. O filme de água formado na parede elimina o ricochetamento das partículas (função do scrubber) e serve, também, como abafador de ruído. O mecanismo de dispersão de água em scrubber tipo Venturi foi 73
estudado por Gonçalves, J. A. S et al. (2004), que apresentaram um novo modelo para a dispersão das gotas; 2) O lavador realiza a lavagem em direções opostas (descendente pelo ciclone e ascendente pela chaminé). Esta condição proporciona a separação nas gotas não retidas na parede para o funil de água poluída, além de eliminar possível arraste de gotas com poluente para o duto de saída do gás limpo; 3) O lavador funciona em depressão. A instalação do exaustor dentro do duto de saída (saída da chaminé) elimina a descarga de gás poluído para o ambiente. Além disso, o ciclone pode funcionar com velocidades de gás mais altas, devido o tempo de residência ser, também, mais alto; O triplo cone oferece uma separação contínua da água poluída do gás, formando uma válvula hidráulica que permite o escoamento desta água para o outro funil, e como conseqüência é obtida a decantação do particulado, isto é, a separação da água do sólido poluente. O triplo cone permite, ainda, a introdução de algum produto floculante que proporcione a floculação, ou seja, a purificação da água por método químico. 3.1.2 Detalhamento do projeto básico O lavador é composto de um corpo com 900 mm de diâmetro e 1418 mm de altura total da parte funcional, montado sobre uma caixa de coleta de água de lavagem, com um sistema de bombeamento e de separação das partículas contidos na água. Um esquema geral do equipamento montado está apresentado na Figura 41. 74
1 – Corpo cilíndrico
2 – Caixa d’água
3 – Bomba hidráulica
4 – Duto de entrada
5 – Dosador de particulado
6 – Exaustor
7 – Duto de saída
8 – Placa de orifício
9 – Estrutura matálica
10 – Válvula borboleta
11 – Cone adaptador
12 – Termopares
13 – Cone do selo hidráulico
14 – Cone de decantação
15 – Bicos pulverizadores Figura 41 Esquema do ciclone lavador de gases com acessórios, montado para a realização deste trabalho Diferentemente dos ciclones estudados na literatura e encontrados no comércio, o ciclone americano objeto de estudo do presente trabalho foi construído de forma modular, permitindo assim um amplo estudo na sua capacidade de umidificação e coleta de partículas, de acordo com a geometria desejada. Na fase de projeto e construção, o ciclone lavador foi provido de uma chaminé móvel (duto de saída). Esta característica construtiva possibilitou a variação da altura da chaminé em três posições, a saber: 425 mm, 525 mm e 625 mm. A primeira posição é característica do ciclone americano padrão e as demais são alturas que foram testadas para verificação do efeito da altura da chaminé no desempenho operacional do equipamento. A umidificação do gás portador pode ser avaliada por meio da possibilidade de operar o equipamento com número variável de bicos nebulizadores de 0 a 4, variando‐se assim a vazão de água de umidificação. 75
A variação na concentração de entrada do particulado foi feita mediante um circuito de válvulas e um manômetro em U que controla a pressão do ar injetado na câmara do leito de fluidização. A modificação também inclui a possibilidade de variação da temperatura do gás portador de 20 a 100oC. 3.1.2.1 Descrição circunstanciada do equipamento incluindo os detalhes construtivos Trata‐se de um equipamento de porte industrial, construído em fibra de vidro com relativa transparência, que oferece a possibilidade de observação do comportamento do fluxo da água em seu interior. A Figura 42 proporciona uma vista geral do equipamento após a montagem. Figura 42 Vista geral do ciclone lavador A parte cilíndrica possui um diâmetro de 900mm e foi construída em fibra de vidro. Sua altura é variável e composta por três módulos anulares de 345 mm de altura cada. O terceiro anel tem a função de suportar o primeiro cone, 76
elemento de separação. Os módulos são interligados por meio de parafusos nos flanges com juntas de borracha, para garantir a vedação. Os dois módulos superiores possuem cada um deles quatro bicos nebulizadores, dispostos ortogonalmente entre si, dotados de manômetros tipo Bourdon, ligados ao circuito de água pressurizada por uma bomba centrífuga. O duto interno de saída do gás possui um comprimento total de 725 mm e um diâmetro de 400mm, A Figura 43 dá uma idéia do sistema descrito. Figura 43 Região cilíndrica e bicos pulverizadores A parte cônica do ciclone, também construída em fibra de vidro, possui altura reduzida oferecendo assim o deslocamento do fluxo para o segundo cone que, em seqüência, favorece a redução da velocidade do gás e da água carregada com as partículas, conseqüentemente, a separação de portador livre de partículas e água mais poeira. O fundo deste funil é mergulhado na água contida na caixa de coleta e de purificação. Dessa forma, a instalação oferece um selo de água dividindo a parte pressurizada da parte à pressão atmosférica e facilita a posterior decantação. A caixa de contenção é constituída de três elementos básicos, estes, também construídos em fibra de vidro. O primeiro elemento é a caixa propriamente dita com tampa, para oferecer sustentação ao ciclone. O segundo elemento, 77
montado no interior da caixa, é o funil de desvio do fluxo de água e separação das partículas. A limpeza e manutenção da caixa são feitas por meio de uma abertura na tampa. O terceiro elemento é a válvula de descarga que, quando aberta, libera as partículas decantadas juntamente com a água para o esgoto. A capacidade funcional da caixa é de 1,8 m3 (Figura 44). A água é recebida pela concessionária e a sua reposição para manutenção do nível é controlada por uma válvula de bóia. Figura 44 Caixa de contenção de água e região cônica O exaustor é movido por meio de um motor elétrico de 220 V e de 3,7 kW sendo acionado através do acoplamento de duas correias tipo V (Figura 45). Este exaustor, disposto na parte superior do ciclone, gera depressão forçando o escoamento do ar/gás que contém o material particulado para o interior da câmara cilíndrica e assim evita a propagação do ar/gás para o local de sua instalação. Esta característica oferece também a purificação de gases tóxicos que eventualmente podem fazer parte do sistema a ser purificado. A boca de saída do exaustor é retangular, com as dimensões de 240 mm largura e 325mm de comprimento, transfigurando‐se posteriormente para um duto circular de 310mm de diâmetro. Neste duto, há um ponto de tomada de amostras do ar com o objetivo de quantificar a o material particulado não retido pelo ciclone. 78
Figura 45 Motor e Exaustor O duto para a tomada do ar externo possui diâmetro de 220 mm e é construído em chapa de aço carbono. Nele foi instalada uma placa de orifício construída segundo a norma ISO‐5167(ISO, 1990) com diâmetro 120 mm, em aço inoxidável, fixada por flanges no duto de entrada, como mostra a Figura 46. As tomadas de pressão foram feitas a partir de conectores de latão rosqueados ao duto e ligados por meio de mangueiras emborrachadas a um manômetro diferencial com escala de até 300 mm, utilizado água como fluido manométrico. Na entrada do duto, há uma válvula borboleta para oferecer a variação de vazão do gás. Figura 46 Detalhe mostrando a localização da placa de orifício 79
A medição das temperaturas(TBS) e (TBU) (usadas na estimativa das umidades) do ar de entrada e de saída do ciclone, foi feita por meio de quatro termopares instalados nos dutos de captação e exaustão de ar. Antes da entrada do ciclone, há um dosador de partículas que possui um circuito constituído de válvulas e um manômetro em U, para o controle da pressão do ar comprimido injetado na câmara do leito de fluidização. A Figura 47 mostra a vista parcial do circuito de válvulas para o controle da pressão do ar comprimido injetado na câmara do leito de fluidização. Figura 47 Circuito de ar comprimido A Figura 48 mostra a balança digital utilizada na pesagem da massa contida na câmara de sólidos. Figura 48 Balança digital 80
A variação de vazão da água nebulizada no corpo do ciclone foi realizada através da variação da quantidade de bicos em funcionamento. Cada bico nebulizador possui uma válvula que, quando aberta, permite a passagem da água, como mostra a Figura 49. Figura 49 Manômetro e válvula dos bicos de nebulização de água E, finalmente para possibilitar a variação de temperatura do gás de entrada foi instalado um sistema de aquecimento composto por quatro estojos com nove resistências elétricas de 10kW cada uma. Os estojos são controlados individualmente por chaves elétricas ligadas de acordo com a condição planejada para o ensaio. Cada estojo é responsável pelo acréscimo de aproximadamente de 20oC na temperatura do ar externo. A Figura 50 apresenta os estojos do sistema de aquecimento do ar instalado no duto de entrada do ciclone, e a Figura 51 apresenta as chaves de acionamento dos estojos elétric0s. Figura 50 Estojos de sistema de aquecimento 81
Figura 51 Chaves de acionamento dos estojos elétricos 3.1.3 Metodologia de operação do equipamento O procedimento operacional básico para coleta de dados do ciclone lavador para realização dos testes está descrito a seguir: a) verificar o volume de água na caixa de contenção e acoplar a mangueira da água de alimentação; b) verificar e ajustar o número de bicos nebulizadores em funcionamento; c) acionar o motor do ventilador através da botoeira localizada no painel elétrico; d) acionar o motor da bomba de circulação de água através da botoeira localizada no painel elétrico; e) ligar as chaves elétricas para aquecimento do ar externo de acordo com a temperatura desejada; f) efetuar as leituras da perda de carga e da vazão do portador; g) efetuar as leituras termométricas do portador na entrada e saída; h) Tabular os resultados; 82
Quando o experimento visava determinar a eficiência de coleta do material particulado no ciclone lavador, até o item (e) o procedimento é o mesmo anterior, acrescentando‐se os itens citados a seguir: f’) encher a câmara de dosagem com massa de material particulado; g’) determinar a massa do conjunto (câmara + material particulado) fazendo‐se o uso da balança digital; h’) acoplar a câmara ao sistema de dosagem; i) montar o filtro na sonda do compressor alternativo para coleta do particulado dosado através da pressurização da câmara; j) acionar (ao mesmo tempo) o sistema de dosagem e o sistema de coleta do particulado, com a finalidade de quantificar a eficiência de coleta. 3.2 Procedimentos de medições Neste item serão descritos os procedimentos de medição das vazões de pulverização de água, ar/gás, da temperatura e umidade do ar e da dosagem do material particulado. 3.2.1 Medição da vazão de água nos pulverizadores Para realizar a pulverização da água foram instalados oito pulverizadores, com bico tipo sprinklers, nos anéis do ciclone. Foi feita a medição da vazão de cada bico em função da pressão de água aplicada ao mesmo. Estes pulverizadores possuem pastilhas no bico aspersor, que são responsáveis pela nebulização da água, que irá potencializar a eficiência de retenção de partículas no ciclone. Das pastilhas testadas, a que apresentou melhores resultados quanto à qualidade na pulverização da água com a formação de névoa foi a de diâmetro de 3,2 mm. No levantamento das curvas de vazão de água em função da pressão foram cronometrados os tempos necessários para 83
o enchimento de tambores com capacidade de 30 a 60 kg de água. Foram efetuados três ensaios para a determinação de cada ponto da curva. A Figura 52 apresenta os resultados para um pulverizador com esta pastilha. Figura 52 Vazão do pulverizador em função da pressão para a pastilha com orifício de 3,2 mm A Figura 53 mostra o fluxo de água dentro do corpo do ciclone com exaustão. Nela se observa o leque de injeção de água no fluxo do portador. Figura 53 Fluxo de água dentro do corpo do ciclone Já a Figura 54 apresenta vista parcial da rede de dutos e dos bicos de injeção de água instalados na região cilíndrica do ciclone. 84
Figura 54 Válvulas, manômetros e Bicos de nebulização A estrutura de sustentação do ciclone, do exaustor e da instalação hidráulica é independente e favorece as modificações da geometria do equipamento e a eliminação de ruído e de vibrações. A estrutura foi construída em vigas U, de aço carbono, laminadas, com as dimensões de 100mm×50mm×3,18mm. Todos os elementos estruturais são parafusados. Essa estrutura é protegida com tinta anti corrosiva e posteriormente coberta com tinta à óleo. 3.2.2 Medição da vazão de ar A vazão de ar foi medida por meio da placa de orifício descrita no item 3.1.2.1. 3.2.3 Medição das temperaturas de bulbo seco e de bulbo úmido do ar Para a determinação da temperatura e umidade do ar foi realizada a medição das temperaturas de bulbo seco (TBS) e de bulbo úmido (TBU) do ar de entrada e de saída do ciclone, por meio de quatro termopares instalados nos dutos de captação e exaustão de ar. Os valores foram aferidos com as 85
medições através dos termômetros de dilatação. A medição de temperatura foi realizada por meio de termopares tipo T (cobre/constantan) com proteção metálica e conectores compensados, instalados em cinco pontos distintos: dois no duto de captação de ar, dois no duto de exaustão de ar e um no duto de retorno (by pass) da rede de distribuição de água. Os termopares podem ser vistos nas Figuras 55 e 56. Figura 55 Termopares no duto de entrada e captação do ar Figura 56 Termopares no duto de saída e exaustão do ar 3.2.4 Sistema de dosagem do material particulado O sistema de dosagem do material particulado é constituído de uma câmara cilíndrica pressurizada, Figura 57, ligada à rede de ar comprimido, que 86
possui em seu interior uma haste homogeneizadora, dotada de uma hélice com rotação de 120rpm para evitar a formação de canais preferenciais durante a fluidização do material micronizado. A fim de manter a uniformidade na dosagem do material micronizado foi montado um circuito constituído de válvulas e de um manômetro em U, para o controle da pressão do ar comprimido no dosador e, conseqüentemente, a dosagem do particulado. Figura 57 Sistema de dosagem do particulado Durante os testes, trabalhou‐se com a concentração da alimentação dos sólidos, ou seja dosagem de material particulado em concentrações de entrada na faixa de 20‐100 mg/m3 de ar/gás. A Figura 58 apresenta o sistema de dosagem durante a simulação de sua operação. Nela se observa a pulverização do material particulado a uma pressão de fluidização de 600 mmca. 87
Figura 58 Teste do pulverizador 3.2.5 Medição da concentração residual de material particulado Essa medição foi realizada por meio de uma adaptação do Método EPA no. 5. Para a medição da concentração residual de material particulado de acordo com as recomendações contidas no método EPA n.º 05, foi instalado um aparato experimental composto de: a) um compressor alternativo, funcionando como bomba de vácuo, Figura 59; b) uma câmara de coleta de material particulado não aquecida, instalada na sucção do compressor, contendo filtro de fibra de vidro com eficiência de 99,99 % para partículas maiores que 0,3 μm e ligada à sonda inserida no duto de descarga do ciclone, conforme apresentado na Figura 60; 88
c) uma sonda inserida no duto de descarga do ciclone, com orifício situado a uma distância superior a oito vezes o diâmetro do duto, a partir do início do duto de seção circular de 300mm de diâmetro; d) um medidor Pitot instalado no duto de descarga do ciclone junto à sonda, para verificação da coleta isocinética, visualizada na Figura 61. Figura 59 Compressor alternativo Figura 60 Câmara de coleta de material particulado contendo o filtro A seção da sonda do sistema de coleta do material particulado foi calculada para garantir a coleta isocinética a partir do levantamento da velocidade no duto de descarga do ciclone e do volume de sucção do compressor. 89
Figura 61 Tubo de Pitot A determinação do material particulado coletado foi definido através da pesagem dos filtros antes e depois da coleta, utilizando‐se uma balança digital com 0,1 mg de precisão. 3.3 Material particulado Nos ensaios de testes de eficiência na coleta de material particulado foi utilizado material micronizado de quartzo (1µm ≤ dpart ≤ 30 µm), com diâmetro médio de 7,48 µm. Na Figura 62 é mostrada a distribuição granulométrica deste material, obtida pelo método de contagem em suspensão a laser, realizada pelo Departamento de Engenharia de Minas e de Petróleo da Escola Politécnica da USP. Figura 62 Quartzo micronizado (95% < 20 µm) 90
Foi escolhido este material micronizado por possuir uma granulometria semelhante às frações mais finas do material particulado volátil emitido na combustão do carvão pulverizado em caldeiras. 3.4 Metodologia de planejamento de experimentos e análise de resultados Os ensaios foram realizados em duas fases. Na primeira fase objetivou‐se obter as melhores condições de operação do equipamento usando todo o seu potencial de variação por meio de um planejamento estatístico usando a análise de variância três fatores (three‐way). Já na segunda fase, com as condições de operação definidas foram realizados os testes com o aerossol (ar mais material particulado), para estimar o rendimento de coleta do ciclone. 3.4.1 Planejamento dos testes da primeira fase A Tabela 5 mostra os níveis de variação da altura da chaminé, dos aquecedores e dos bicos dosadores, bem como, a hierarquia seguida na montagem da matriz para obtenção dos resultados, Figura 63, que foram posteriormente analisados segundo um planejamento fatorial three‐way. Portanto, a série de ensaios planejados constou de 3×5×5=75 ensaios por replicata. Como cada ensaio foi repetido 5 vezes foram realizados 75×5=375. A análise foi realizada com as médias das cinco repetições. Este planejamento permite avaliar a significância dos efeitos principais da altura da chaminé, do aquecimento do ar (pelo número de aquecedores ligados) e da vazão de água nebulizada (número de bicos nebulizadores) e as interações de dois fatores, na diferença de temperatura do gás (Temperatura 91
do gás após o aquecimento menos a temperatura do gás na saída do sistema). A análise e interpretação dos resultados estão no capitulo de resultados. Tabela 5 ‐ Configurações testadas no ciclone modificado Fatores Altura da chaminé (posição) 1–425 mm; 2–525 mm; 3–625 mm
Níveis 1 2 Níveis Níveis 3 1 2 Níveis Níveis 3 1 2 3 Níveis Número de aquecedores ligados 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4
Níveis Níveis Níveis Número de bicos nebulizadores 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4
92
Figura 63 Esquema do projeto estatístico para obtenção dos dados do ciclone tipo americano modificado proposto neste trabalho 93
3.4.2 Planejamento dos ensaios para a segunda fase Os dados obtidos na primeira fase mostraram as melhores condições de funcionamento do ciclone. Nestes testes fez‐se o uso simultâneo do sistema de dosagem de material particulado, instalado no duto de entrada do equipamento, e do sistema de medição da concentração residual de material particulado instalado no duto de saída. Para realizar a medição da eficiência de coleta, a câmara cilíndrica do sistema de dosagem do material particulado foi alimentada manualmente com uma massa de aproximadamente 2,8 kg do material particulado, previamente seco em estufa apropriada. Após a introdução do material particulado, a câmara cilíndrica é fechada e ligada à rede de ar comprimido, responsável pela injeção do material.
O sistema de medição da concentração residual de material particulado foi preparado
por meio da colocação de um filtro de papel, limpo, seco e numerado, na câmara de
sucção do compressor. O filtro utilizado possui uma eficiência de 99,99 % na coleta
de partículas maiores que 0,3 µm.
Objetivando-se verificar a eficiência de coleta do material particulado, a sonda era
inserida no duto de descarga do ciclone, de modo que seu orifício permanecesse
situado a uma distância superior a oito vezes o diâmetro do duto, considerando-se o
início do duto de seção circular de 300 mm de diâmetro.
A determinação do material particulado coletado através da sonda foi definida através da pesagem dos filtros antes e depois da coleta, utilizando‐
se uma balança digital com 0,1 mg de precisão. A eficiência de separação foi calculada a partir da relação: 94
η=
Cent − Csaí
Cent
(39) Em que: η é a eficiência (%), Csai é a concentração de material particulado na saída do lavador de gases (mg/m3) e Cent é a concentração de material particulado na entrada do lavador de gases (mg/m3). 95
Capítulo 4 Resultados e Discussões Neste capítulo estão apresentados os resultados experimentais sua análise e interpretação acompanhada de discussão. Além dos testes preliminares para a verificação de operação e ajustes do equipamento e, também, para escolher o intervalo das variáveis estudadas nos ensaios planejados, foram realizados ensaios em duas séries, conforme mencionado no item 3.4 do capítulo 3. Os ensaios da primeira fase foram conduzidos conforme planejamento apresentado no item 3.4.1 do Capítulo 3 e os demais realizados com base nos resultados obtidos nos planejamentos anteriores. 4.1 Resultados dos ensaios da primeira fase (determinação das melhores condições de operação do ciclone) 4.1.1 Análise dos ensaios do planejamento fatorial three‐way Os ensaios foram conduzidos conforme planejamento apresentado no item 3.4.1 do Capitulo 3. A Tabela 6 mostra os resultados obtidos. 96
Tabela 6 - Resultados experimentais obtidos com o ciclone úmido
Alt.da cha‐
Fo‐
lha miné mm 1 425 2 425 3 425 4 425 5 425 6 425 7 425 8 425 9 425 10 425 11 425 12 425 13 425 14 425 15 425 16 425 17 425 18 425 19 425 20 425 21 425 22 425 23 425 24 425 25 425 26 425 27 525 Portador Entrada n.º TBS TBU Φ ω bicos ent. ent.. (%) (g/kg)
oC oC 0 24,3 21,0 76,3 15,3 1 29,3 23,4 62,0 16,8 2 18,9 16,4 82,5 11,5 3 21,4 17,6 72,0 11,9 4 22,6 17,6 64,2 11,6 5 27,3 21,8 62,5 15,5 0 25,6 23,4 74,3 16,1 1 26,9 22,1 66,7 15,7 2 27,8 21,8 60,4 14,9 3 27,7 21,7 60,1 14,8 4 26,9 21,2 60,4 14,3 0 21,0 17,0 67,9 11,1 1 21,1 16,8 67,0 11,0 2 22,9 17,2 56,8 10,6 3 24,3 17,4 51,6 10,3 4 23,1 17,3 57,0 10,6 0 20,9 16,8 67,3 10,9 1 22,7 19,4 75,2 13,6 2 29,0 20,7 48,1 12,7 3 25,2 19,9 63,0 13,2 4 25,2 21,3 71,4 15,2 0 17,0 13,6 69,8 8,8 1 24,9 21,1 71,7 15,1 2 18,4 14,2 64,5 8,9 3 18,8 14,4 63,0 8,9 4 19,0 14,4 61,6 8,9 0 18,0 17,8 97,7 13,3 Aquecedores n.º ToC 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 4 4 4 4 4 0 24,3 24,7 18,9 21,4 22,6 27,3 46,2 47,9 48,6 48,6 47,3 63,2 59,7 62,5 63,9 62,6 81,3 70,9 88,0 80,9 83,8 77,8 86,6 80,0 80,0 80,0 18,0 TBS saída oC 24,6 25,7 21,6 22,0 22,1 24,5 33,2 32,0 31,1 30,2 29,5 37,4 30,8 30,4 29,5 29,4 44,5 34,8 37,8 34,4 33,7 40,1 40,8 26,6 23,0 23,2 20,0 Portador Saída TBU ω saída Φ (%) (g/kg) oC 21,4 76,1 15,7 23,3 83,7 18,4 18,9 78,0 13,4 19,0 76,0 13,5 19,0 75,6 13,5 21,3 78,5 15,8 26,1 59,5 19,8 25,0 57,5 18,2 25,4 64,0 19,4 25,5 69,2 19,9 25,5 73,0 20,1 23,8 33,0 14,0 23,4 56,3 16,5 23,0 54,3 15,7 23,7 62,0 17,1 24,0 64,8 17,7 25,5 22,3 13,9 25,1 47,5 17,4 27,8 47,4 20,9 27,9 61,5 22,5 27,9 64,9 22,8 22,5 22,0 11,1 28,5 40,8 21,0 22,4 70,4 16,2 22,8 98,3 18,4 22,9 97,7 18,5 18,2 84,9 13,2 Varia‐
Diferenças de Temperatura ção Tempágua
TAq–Tbs Tbue– Tbus Tbse–Tbss oC w ºC ºC (g/kg) 0,4 23,0 ‐0,3 0,3 0,3 1,5 18,8 ‐1,0 ‐0,1 ‐3,6 1,9 19,3 ‐2,7 2,5 2,7 1,6 18,7 ‐0,6 1,4 0,6 1,9 18,5 0,5 1,4 ‐0,5 0,3 19,4 2,9 ‐0,4 ‐2,9 3,7 22,6 13,0 2,7 7,6 2,6 23,5 15,9 2,9 5,1 4,4 24,4 17,5 3,6 3,3 5,1 24,8 18,4 3,8 2,5 5,9 24,8 17,8 4,3 2,6 3,0 18,8 25,8 6,8 16,4 5,5 21,2 28,9 6,6 9,7 5,0 22,1 32,1 5,8 7,4 6,8 22,9 34,4 6,3 5,3 7,1 23,5 33,2 6,8 6,3 2,9 20,5 36,8 8,7 23,6 3,8 22,6 36,1 5,7 12,1 8,2 25,6 50,2 7,1 8,8 9,3 27,0 46,5 8,0 9,2 7,7 26,1 50,1 6,6 8,5 2,3 19,0 37,7 8,9 23,1 5,9 26,2 45,8 7,4 15,8 7,3 21,0 53,4 8,2 8,2 9,5 22,0 57,0 8,4 4,2 9,6 22,0 56,8 8,5 4,2 ‐0,2 18,0 ‐2,0 0,4 2,0 Continua 97
Continuação Portador Entrada Aquecedores Alt.da Fo‐
cha‐
n.º lha miné bicos
mm TBS ent.. (ºC) TBU ent.. (ºC) Φ (%) (g/kg)
28 29 30 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 19,2 30,4 21,6 19,5 18,8 19,1 20,2 21,4 16,8 17,2 17,2 16,5 15,8 12,8 13,9 15,8 16,8 17,7 17,8 24,0 24,4 24,4 24,4 21,0 21,4 22,2 17,4 23,4 20,7 18,1 18,0 18,2 18,4 18,6 16,0 16,3 16,0 15,5 15,1 11,2 11,7 12,7 13,2 13,1 16,5 18,4 18,1 18,0 18,4 18,0 18,0 18,3 84,0 56,8 92,8 87,5 92,4 92,2 84,1 77,0 92,4 91,0 88,8 90,8 93,7 84,1 78,0 70,6 67,0 60,3 88,3 58,8 55,5 55,0 57,5 74,9 72,7 69,7 12,4 16,5 15,9 13,1 13,3 13,5 13,2 13,0 11,6 11,8 11,5 11,2 11,0 8,1 8,1 8,3 8,4 8,0 11,8 11,6 11,1 11,0 11,6 12,3 12,2 12,3 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 525 625 625 625 1 2 3 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 ω n.º 0 0 0 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 4 4 4 4 4 0 0 0 Portador Saída C TBS saída oC 19,2 30,4 21,6 41,8 40,0 41,0 41,6 43,3 58,0 58,8 58,8 57,9 54,6 74,0 75,2 76,0 75,8 78,0 76,6 87,4 88,8 89,8 88,8 21,0 21,4 22,2 21,0 27,7 24,6 29,0 27,4 26,8 26,6 26,9 33,6 30,8 29,0 28,0 27,1 36,9 33,2 30,7 29,4 30,0 39,9 39,2 35,9 34,2 34,0 23,2 23,9 24,0 o
TBU ω saída Φ (%) (g/kg) oC 18,4 24,0 22,0 21,7 21,6 22,1 22,5 22,9 22,4 22,3 22,7 23,1 23,2 22,0 21,8 22,5 23,3 23,8 25,2 25,8 26,2 26,8 27,2 18,9 20,2 20,4 78,6 75,5 80,5 53,3 60,8 67,1 71,1 71,9 38,9 48,8 58,7 66,6 72,2 27,7 37,3 50,1 60,6 60,4 31,2 35,2 47,4 57,0 59,7 67,4 71,8 73,1 12,9 18,7 16,7 14,2 14,7 15,7 16,4 16,9 13,4 14,4 15,8 16,7 17,3 11,4 12,5 14,6 16,5 17,0 15,2 16,6 18,7 20,5 21,3 12,7 14,1 14,5 Diferenças de Temperatura Varia‐
Tempágua TAq–Tbs ção ºC oC w (g/kg) 0,5 18,0 ‐1,8 2,2 23,0 2,7 0,8 21,6 ‐3,1 1,1 18,6 12,8 1,5 19,8 12,6 2,2 20,9 14,2 3,3 21,8 15,0 3,9 22,0 16,4 1,8 17,5 24,4 2,5 19,4 28,0 4,3 21,5 29,8 5,5 22,5 29,9 6,2 23,0 27,5 3,3 16,1 37,1 4,4 18,9 42,0 6,3 21,4 45,3 8,1 22,4 46,4 9,0 23,5 48,0 3,4 19,5 36,7 5,0 22,0 48,2 7,6 24,0 52,9 9,5 25,4 55,6 9,8 26,5 54,8 0,4 23,0 ‐2,2 1,9 22,4 ‐2,5 2,2 21,3 ‐1,8 Tbue – Tbus oC Tbse–Tbss oC 1,0 0,6 1,4 3,6 3,6 3,8 4,2 4,3 6,5 6,0 6,7 7,6 8,0 10,8 10,1 9,8 10,1 10,7 8,7 7,4 8,1 8,8 8,7 1,0 2,2 2,1 1,8 ‐2,7 3,1 9,5 8,6 7,7 6,4 5,5 16,8 13,6 11,8 11,5 11,3 24,1 19,3 14,9 12,6 12,3 22,1 15,2 11,5 9,8 9,6 2,2 2,5 1,8 Continua 98
Continuação Portador Entrada Aquecedores Alt.da Fo‐
cha‐
n.º lha miné bicos
mm TBS ent.. oC) TBU ent.. oC Φ (%) (g/kg) 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 22,7 23,3 14,4 21,2 22,0 23,0 23,5 14,8 15,4 17,0 17,4 17,9 18,6 18,7 18,8 18,4 18,5 14,0 14,2 14,3 14,2 14,0 18,4 18,7 12,3 18,3 18,5 18,7 18,5 12,6 13,0 14,0 14,2 14,5 15,1 15,0 15,2 15,0 15,1 13,5 13,5 13,8 13,8 13,8 67,1
68,9
79,1
76,2
72,2
66,9
62,6
78,2
77,2
72,9
71,8
70,5
69,9
68,2
68,7
70,0
70,7
94,3
93,1
94,7
95,5
97,1
12,2 12,6 8,5 12,7 12,6 12,5 12,0 8,7 8,9 9,3 9,4 9,4 9,9 9,7 9,8 9,7 9,9 9,9 9,8 10,1 10,2 10,2 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 625 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 ω Portador Saída n.º T oC TBS saída oC 0 0 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 4 4 4 4 4 22,7 23,3 35,0 42,0 44,0 44,0 44,2 55,4 55,6 57,2 56,8 57,4 77,6 78,2 79,2 78,6 77,2 95,8 94,4 93,8 94,4 94,6 24,0 23,7 23,3 29,0 28,0 27,2 23,7 30,5 28,1 27,0 26,3 26,5 40,5 35,8 33,0 31,0 31,0 44,4 36,7 32,8 31,7 31,9 TBU ω saída Φ (%) (g/kg) oC 20,3 20,2 16,6 22,4 22,4 22,2 20,2 19,7 20,0 20,7 21,0 21,5 24,6 24,4 24,4 24,6 24,8 25,7 24,3 24,4 25,4 26,1 72,2 73,7 51,5 57,4 62,5 65,6 68,3 30,5 48,3 57,6 63,3 65,0 27,7 39,8 50,3 60,0 61,1 23,1 36,6 50,9 61,0 63,8 14,3 14,3 9,7 15,3 15,7 15,7 15,3 19,7 12,1 13,6 14,3 14,9 13,8 15,5 16,9 18,0 18,3 14,3 15,0 16,9 19,1 20,2 Diferenças de Temperatura Varia‐
Tempágua
TAq–Tbs ção oC w (g/kg) 2,1 20,4 ‐1,3 1,7 20,0 ‐0,4 1,2 16,0 11,7 2,6 21,6 13,0 3,1 21,5 16,0 3,2 21,0 16,8 3,3 20,0 20,5 37,3 10,7 24,9 3,2 17,8 27,5 4,3 19,5 30,2 5,0 20,0 30,5 5,5 21,0 30,9 3,9 21,3 37,1 5,9 22,5 42,4 7,0 23,2 46,2 8,3 24,0 47,6 8,4 24,0 46,2 4,4 17,1 51,4 5,2 20,5 57,7 6,8 22,1 61,0 8,9 24,3 62,7 10,0 25,4 62,7 Tbue – Tbus oC Tbse–Tbss oC 1,9 1,6 4,3 4,1 3,9 3,5 1,8 7,1 7,0 6,7 6,8 7,0 9,4 9,4 9,3 9,6 9,7 12,2 10,8 10,7 11,6 12,3 1,3 0,4 8,9 7,8 6,0 4,2 0,2 15,7 12,7 10,0 8,9 8,6 21,9 17,1 14,2 12,6 12,5 30,4 22,5 18,5 17,5 17,9 99
O projeto fatorial three‐way permitiu estimar a significância dos efeitos principais e das interações de dois fatores. A ANOVA para este planejamento para o modelo proposto estão apresentadas como Tabelas 7 e 8. Já a estatística descritiva da análise está na Tabela 9. Tabela 7 ‐ Análise de variância do projeto fatorial three‐way, mostrando a significância dos efeitos principais, das interações de dois fatores e o erro basedo no resíduo Fonte de variação Soma de G.L. Quadrados Média de desvios quad. Valor de F Valor de p Efeitos principais Chaminé 2 63,81
31,91
9,71 0,00051
Aquecedores 4 28269,34
7067,34
2149,97 0,00000
Bicos 4 688,16
172,04
52,34 0,00000
Interações de dois fatores Chaminé×Aquecedores 8 258,20
32,28
9,82 0,00000
Chaminé×Bicos 8 22,56
2,82
0,86 0,56095
Aquecedores×Bicos 16 336,22
21,01
6,39 0,00000
Erro 32 105,19
3,29
Total 74 29743,48 Tabela 8 ‐ Análise de variância para o modelo proposto Soma de G.L.
Média de Quadrados desvios quad. Modelo 29638,29 42 705,67 Erro residual 105,19 32 3,29 R2=0,996 e R aj2 = 0,992 Valor de F Valor de p 214,67
0,00000
100
Nota‐se pela análise de variância que os efeitos principais e as interações, Chaminé×Aquecedores e Aquecedores ×Bicos, são todos importantes a um nível de significância α=0,05. Apenas a interação Chaminé×Bicos não apresentou significância, pois p>>>0,05. A importância dos parâmetros citados anteriormente, bem como, o ajuste dos dados ao modelo proposto (F=215) foi, também, indicada pelo coeficiente de determinação ajustado para os graus de liberdade, com os quais o erro foi estimado, R2=0,992. Este resultado foi corroborado pelas Figuras 64(a) e 64(b), respectivamente os resíduos expressos em papel de probabilidade normal (valores se ajustam a uma reta) e os valores preditos em função dos valores observados (valores tendem a uma reta de 45O). (a) Resíduos em papel de proba‐ lidade normal Figura 64 (c) Valores preditos em função dos valores observados Diagramas com testes de adequação do modelo testado 101
Tabela 9 ‐ Estatística descritiva obtida com a análise de variância do planejamento fatorial three‐way, levando em conta os efeitos principais e as interações de dois fatores, para a altura da chaminé, aquecedores e bicos Nível Nível No Obs Média Desvio
Padrão Erro Padrão Intervalo de confiança 95% Total 75 28,06 20,05 2,32 23,45 32,67 Chaminé 1 25 28,13 19,50 3,90 20,09 36,18 Chaminé 2 25 26,90 19,46 3,890 18,86 34,93 Chaminé 3 25 29,15 21,86 4,38 20,13 38,18 Aquecedores 1 15 ‐1,17 1,46 0,38 ‐1,98 ‐0,36 Aquecedores 2 15 15,44 2,54 0,68 14,04 16,85 Aquecedores 3 15 29,20 2,91 0,75 27,59 30,85 Aquecedores 4 15 43,87 4,96 1,28 41,12 46,61 Aquecedores 5 15 52,96 7,98 2,06 48,54 57,38 Bicos 1 15 22,99 16,79 4,33 13,70 32,29 Bicos 2 15 26,19 19,45 5,02 15,42 36,96 Bicos 3 15 29,80 21,33 5,51 17,92 41,616 Continua
102
Continuação Nível Bicos 4 Bicos 5 Chaminé×Aquecedores No Obs Nível Média Desvio
Padrão Erro Intervalo de confiança Padrão 95% 15 30,39 22,15 5,72 18,12 42,65 15 30,93 21,67 5,60 18,93 42,94 1 1 5 ‐0,82 1,19 0,53 ‐2,29 0,654 Chaminé×Aquecedores 1 2 5 16,52 2,17 0,97 13,82 19,22 Chaminé×Aquecedores 1 3 5 30,88 3,50 1,57 26,53 35,23 Chaminé×Aquecedores 1 4 5 43,94 7,00 3,13 35,24 52,64 Chaminé×Aquecedores 1 5 5 50,14 8,30 3,71 39,83 60,45 Chaminé×Aquecedores 2 1 5 ‐1,04 2,22 0,99 ‐3,80 1,72 Chaminé×Aquecedores 2 2 5 14,20 1,58 0,71 12,24 16,162 Chaminé×Aquecedores 2 3 5 27,92 2,24 1,00 25,14 30,70 Chaminé×Aquecedores 2 4 5 43,76 4,32 1,93 38,39 49,13 Chaminé×Aquecedores 2 5 5 49,64 7,78 3,48 39,98 59,30 Chaminé×Aquecedores 3 1 5 ‐1,64 0,83 0,37 ‐2,67 ‐0,61 Chaminé×Aquecedores 3 2 5 15,60 3,45 1,54 11,32 19,88 Continua
103
Continuação Nível No Nível Obs Média Desvio
Padrão Erro Intervalo de confiança Padrão 95% Chaminé×Aquecedores 3 3 5 28,80 2,56 1,14 25,63 31,98 Chaminé×Aquecedores 3 4 5 43,90 4,26 1,91 38,60 49,20 Chaminé×Aquecedores 3 5 5 59,10 4,76 2,13 53,18 65,010 Chaminé×Bicos 1 1 5 22,60 16,25 7,27 2,42 42,78 Chaminé×Bicos 1 2 5 25,14 18,23 8,15 2,50 47,78 Chaminé×Bicos 1 3 5 30,10 23,37 10,45 1,08 59,12 Chaminé×Bicos 1 4 5 31,14 22,83 10,21 2,79 59,49 Chaminé×Bicos 1 5 5 31,68 23,12 10,34 2,98 60,38 Chaminé×Bicos 2 1 5 21,80 16,66 7,454 1,11 42,49 Chaminé×Bicos 2 2 5 25,80 20,65 9,234 0,16 51,44 Chaminé×Bicos 2 3 5 28,98 20,91 9,35 3,02 54,94 Chaminé×Bicos 2 4 5 28,76 23,65 10,58 ‐0,60 58,12 Chaminé×Bicos 2 5 5 29,14 22,84 10,22 0,77 57,51 Chaminé×Bicos 3 1 5 24,58 20,97 9,38 ‐1,46 50,62 Continua
104
Continuação Nível No Nível Obs Média Desvio
Padrão Erro Padrão Intervalo de confiança 95% Chaminé×Bicos 3 2 5 27,62 23,69 10,60 ‐1,79 57,03 Chaminé×Bicos 3 3 5 30,32 24,65 11,02 ‐0,28 60,93 Chaminé×Bicos 3 4 5 31,26 25,13 11,24 0,06 62,46 Chaminé×Bicos 3 5 5 31,98 24,12 10,79 2,03 61,93 Aquecedores×Bicos 1 1 3 ‐1,50 1,04 0,60 ‐4,09 1,094 Aquecedores×Bicos 1 2 3 ‐1,77 0,75 0,43 ‐3,63 0,098 Aquecedores×Bicos 1 3 3 ‐0,60 2,89 1,67 ‐7,79 6,59 Aquecedores×Bicos 1 4 3 ‐1,67 1,29 0,74 ‐4,87 1,54 Aquecedores×Bicos 1 5 3 ‐0,30 0,76 0,44 ‐2,18 1,58 Aquecedores×Bicos 2 1 3 12,50 0,70 0,40 10,76 14,24 Aquecedores×Bicos 2 2 3 13,83 1,80 1,04 9,36 18,31 Aquecedores×Bicos 2 3 3 15,90 1,65 0,95 11,80 20,01 Aquecedores×Bicos 2 4 3 16,73 1,70 0,98 12,51 20,96 Aquecedores×Bicos 2 5 3 18,23 2,08 1,20 13,06 23,41 Continua
105
Continuação Nível No Nível Obs Média Desvio
Padrão Erro Padrão Intervalo de confiança 95% Aquecedores×Bicos 3 1 3 25,03 0,71 0,41 23,27 26,80 Aquecedores×Bicos 3 2 3 28,13 0,71 0,41 26,37 29,90 Aquecedores×Bicos 3 3 3 30,70 1,23 0,7 27,65 33,75 Aquecedores×Bicos 3 4 3 31,60 2,44 1,41 25,53 37,67 Aquecedores×Bicos 3 5 3 30,53 2,87 1,6 23,41 37,66 Aquecedores×Bicos 4 1 3 37,00 0,17 0,10 36,57 37,436 Aquecedores×Bicos 4 2 3 40,17 3,53 2,04 31,40 48,93 Aquecedores×Bicos 4 3 3 47,23 2,61 1,51 40,75 53,713 Aquecedores×Bicos 4 4 3 46,83 0,67 0,38 45,18 48,49 Aquecedores×Bicos 4 5 3 48,10 1,95 1,13 43,25 52,95 Aquecedores×Bicos 5 1 3 41,93 8,2144 4,74 21,53 62,34 Aquecedores×Bicos 5 2 3 50,57 6,294 3,63 34,93 66,20 Aquecedores×Bicos 5 3 3 55,77 4,544 2,62 44,49 67,04 Aquecedores×Bicos 5 4 3 58,43 3,7622 2,17 49,09 67,78 Aquecedores×Bicos 5 5 3 58,10 4,12 2,37 47,90 68,30, 106
Com base na estatística descritiva foram construídas as Figuras de 65 a 69. Com as figuras vê‐se que os desvios maiores são atribuídos à variável altura da chaminé seguida dos bicos injetores e da temperatura de aquecimento. No caso das interações vê‐se que os desvios em decorrência altura da chaminé volta a ficar evidente na Figura 70(b). Por outro lado, vê‐se que as melhores condições operacionais indicadas pela análise é uso de quatro aquecedores e altura da chaminé na posição 3 (que corresponde a altura 625 mm), como indicado na Figura 68(a) e 68(b). Quanto ao número de bicos, vê‐se pela Figura 69(a) e 69(b) que a melhor configuração é com quatro bicos ligados (maior vazão de água). Nessas condições o equipamento oferece a mais elevada diferença de temperatura. O uso de quatro bicos mostrou‐se melhor, uma vez que apresentou maior redução da temperatura do ar na saída. Os dados também definiram que os testes, visando a eficiência de coleta, deveriam ser realizados nas melhores condições de operação definidas neste planejamento. Figura 65 Efeito da altura da chaminé na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída) 107
Figura 66 Efeito do número de aquecedores ligados na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída) Figura 67 Efeito do número de bicos ligados na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída) 108
Interação Chaminé×Aquecedores Interação Chaminé×Aquecedores (a) (Taquec –Tsaída) em função da altura da (b) (Taquec –Tsaída) em função do no de chaminé, tendo como parâmetro aquecedores, tendo como parâmetro observado o número de aquecedores observado a altura da Chaminé ligados Figura 68 Efeito da interação Chaminé×Aquecedor na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída) Interação Aquecedores×Bicos Interação Aquecedores×Bicos (a) (Taquec –Tsaída) em função do no de (b) (Taquec –Tsaída) em função do no bicos aquecedores, tendo como parâmetro ligados, tendo como parâmetro observado o número de bicos ligados. observado o no de aquecedores. Figura 69 Efeito da interação Aquecedores×Bicos na diferença de temperatura, (Taquec –Tsaída) 109
4.1.2 Estimativa do consumo de energia do ciclone úmido operando nas melhores condições A estimativa do consumo de energia do ciclone foi feita a partir dos experimentos apresentados na Tabela 10, utilizando os valores médios dos parâmetros monitorados durante os ensaios. Os valores obtidos são orientativos. Durante a realização dos testes, as leituras foram feitas com intervalo de meia hora, no mesmo dia. A temperatura da água do selo não sofreu alteração perceptível durante duas horas e meia de ensaios e ofereceu uma redução de temperatura sensível do portador, por causa da evaporação da água injetada no ciclone. Apesar da quantidade de água injetada não houve saturação do gás portador, porque o exaustor (montado no duto de saída do gás) aquece o gás tornando‐o insaturado. Com auxílio dos dados da tabela fez‐se a seguinte estimativa: (a) o incremento de umidade absoluta é de 10,0 gramas por quilograma de ar; (b) a massa de ar é de 1289×1,1 = 1417,9 kg de ar por hora; (c) a quantidade de água evaporada no ar é 1417,9x10,0 = 14179,0 g de água por hora; (d) a quantidade de calor necessária para evaporação é de 14,18×540kcal/kg = 7656,6 kcal/h que corresponde a 6,5847 kWh/h; 110
(e) este calor é obtido do aquecimento do ventilador e da bomba de água. A energia consumida pelo ventilador é de 3,2kWh/h. Esta energia é necessária para energia de deslocamento e de perdas de aquecimento; (f) a perda de calor para ar é de 20 a 30 % da energia consumida, isto é 0,8kWh/h (688 kcal/h); (g) a energia consumida pela bomba de água é de 4,2kWh/h. Esta energia é necessária para energia de deslocamento e de perdas por aquecimento; (h) a perda de calor para água é de 12 a 16 % de energia consumida, isto é 0,572 kWh/h (470 kcal); (i) a soma de calor corresponde 1,370kWh/h, sendo que para evaporação é de 1178,2 kcal, a diferença é retirada de calor do portador 6478,0kcal sem provocar aquecimento perceptível de água; (j) os valores apresentados são orientativos. Mas pode‐se considerar que esta condição é real; (k) ‐não se levou em considerações as perdas de calor entre o corpo do lavador e ambiente. 111
Tabela 10 ‐ Resultados obtidos nas melhores condições de operação do ciclone com selo úmido. Condições dos ensaios: injeção de água com quatro bicos instalados e em funcionamento no corpo do ciclone, quatro aquecedores ligados e altura da chaminé 625 mm NO ∆p placa (mmH2O) 1 2 3 4 5 M 195 195 195 195 195 195 Portador entrada Aquec ∆ p Vazão ω ciclone TBS TBU φ TBS (m3/h) (mm H2O) (oC) (oC) (%) (g/kg (oC) ) 1289 150 14,0 13,6 95,9 10,0 95,0 1289 150 14,2 13,8 95,9 10,2 95,0 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 94,0 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 93,0 1289 150 14,0 13,8 97,9 10,3 96,0 1289 150 14,0 13,8 97,1 10,2 94,6 Portador saída TBS (oC) TBU (oC) φ ω (%) (g/kg) 32,0 31,5 32,0 32,0 32,0 31,9 25,8 26,0 26,2 26,2 26,2 26,1 61,8 65,4 63,9 63,9 63,9 63,8 19,7 20,2 20,4 20,4 20,4 20,2 Temp ∆ω (g/kg) água (oC) 9,7 10,0 10,1 10,1 10,1 10,0 25,5 25,5 25,5 25,5 25,5 25,5 112
4.1.3 Comparação do consumo energético entre ciclones A Tabela 12 apresenta o consumo energético de vários equipamentos de lavagem de gás, com características especificadas na própria tabela, entre os quais foi introduzida a estimativa feita no ciclone objeto de estudo deste trabalho. O menor consumo da potência elétrica do exaustor é provocada pela menor perda de carga do portador no ciclone. Esta operação é provocada pela injeção de água contra força centrífuga do portador eliminando assim a resistência do mesmo na parede do ciclone. A pressão da água injetada depende da velocidade do portador no corpo do ciclone. É importante lembrar que o jato de água não deve alcançar a o duto de saída. Essa regulagem é definida pela quantidade de água arrastada na saída. Embora o ciclone lavador, objeto de estudo desse trabalho, apresente um consumo de potência levemente superior aos lavadores de transbordo, porque nestes últimos o consumo de energia é apenas para a reposição da água no corpo do lavador. 113
Tabela 11 ‐ Apresentação comparativo das características de alguns lavadores de gases para 1000 m3/h com bombas de água
para deslocamento de água Consumo de Investimento energia eletrica kWh kR$ η dp>1µm
∆p Consumo de água % Pa L/m3 100‐300 Até 6 7,5 60,0 resfriadores para separação inicial, construção pesada 80‐95 100‐1000 1‐20 8,5 75,0 resfriadores para separação inicial, construção pesada 90‐98 1500‐3000 0,2‐0,5 5,0 80,0 Lavadores de espuma de transbordo 90‐95 1400‐2000 0,3‐1,0 5,5 60,0 transbordo 95‐98 1300‐2000 0,05‐0,1 6,0 55,0 Tipo de Separador Característica sem Lavador de enchimento torre com enchimento de colisão 50‐80 Lavadores rotativos 95‐98,5 2500‐4000 0,5‐0,3 9,0‐13,0 65,0 Ciclone úmido 90‐98 500‐1000 0,5‐1,4 6,5 42,0 Característica e aplicação para particulado de materiais triturados mecanicamente com fácil umidificação para particulado de difícil umidificação e de alta segurança do trabalho. construção complicada, elevado consumo de água, usado em todos os tipos de particulado para particulado de fácil umidificação, maior consumo de água Continua
114
Continuação η dp>1µm
∆p % Pa L/m3 90‐98 1000‐2500 0,01‐0,05 8,2 50,0 de elevada velocidade >98,5 5000‐20000 0,5‐1,5 8,0 60,0 de baixa velocidade 90‐98 1000‐3000 0,02‐0,5 7,0 47,0 Tipo de Separador Característica Ciclone com movimenta‐ ção de água Lavadores Venturi Ciclone lavador (desenvolvi
do neste trabalho) Consumo de Investimento energia eletrica kWh kR$ Consumo de água De elevada velocidade e reciclo de agua 95‐98 800‐1350 0,2 6,2 42,0 Característica e aplicação pequeno consumo de água, usado para dp>1µm para particulado de difícil umidificação dp<1µm, construção compacta. Consome mais energia com dp>1µm. Baixo consumo de água para particulado de <1 µm, construção compacta, maior consumo de energia. para particulado >1 µm, baixo consumo de água 115
4.2 Resultados dos ensaios da segunda fase (determinação da eficiência de coleta) O ciclone lavador tipo americano aqui estudado (Um misto de ciclone simples com lavador) apresentou eficiências de 95,2 a 98,8% (média 97.1%), com partículas de diâmetro médio em torno de 7,48 μm, isto é, cerca de 10 vezes menores (ver Tabela 12) e Figura 70. Estes resultados mostram também que a eficiência de coleta neste lavador é independente da concentração inicial. Por outro lado, sabe‐se que a eficiência dos ciclones secos simples pode ser vista na carta de Sylvan, Figura 71, no canto direito inferior. Estes ciclones são caracterizados por possuir relação altura e diâmetro do costado quase unitária. Estes ciclones separam partículas a partir de 10 μm. Porém, com partículas entre 10 e 40μm, sua eficiência não ultrapassa a 70%. Somente a partir de partículas com mais de 100 μm é que se pode obter eficiências em torna de 98%. Ainda na Figura 71 foi ilustrado com o círculo a condição obtida no ciclone estudado neste trabalho. Grande parte da melhoria dessa eficiência deve‐se a: •
o ciclone lavador processa a separação em duas direções, ascendente e descendente; •
como a água é injetada no fluxo contra a força centrífuga, a gotícula de água permanece dentro do fluxo mais tempo, acarretando maior probabilidade de retenção da partícula, 116
• a injeção de água dentro do ciclone introduz gotículas dentro do fluxo do portador provocando uma mistura mais homogênea entre o portador e as gotículas de água. 117
Tabela 12 ‐ Eficiências obtidas para o ciclone lavador operando nas melhores condições com de partículas em torno de 7μm # Portador Entrada Aque
Portador Saída Filtro Δp placa Vazão Δp cicl. TBS TBU Ø ω TBS TBS TBU Ø ω Δ ω N. de
3
o
o
o
o
o
Ident. (mm ca) (m /s) (mm ca) ( C) ( C) (%) (g/kg) ( C) ( C) ( C) (%) (g/kg) (g/kg) bicos
Vazão T. água (oC) Água (m3/h) Δp fluido mca Efic. (%) 1 28 190 0,353 150 30,8 22,8 51,08
15,1 94,8 39,0 31,5 59,5 28,3 13,2 4 31,5 7,5 0,3 96,9 2 29 190 0,353 150 32,2 22,8
45,6 14,6 98,0 39,0 31,4 59,0 28,0 13,4 4 31,5 7,5 0,3 97,3 3 2A 190 0,353 150 31,8 21,6
41,4 12,9 98,0 39,0 31,0 57,2 27,0 14,1 4 31,0 7,5 0,3 97,6 4 4A 190 0,353 150 29,6 21,8
51,3 14,1 97,2 38,0 30,4 58,4 26,1 12,0 4 30,0 7,5 1,4 97,7 5 5 190 0,353 150 19,2 15,8
71,2 10,4 82,0 32,0 25,8 61,8 19,7 9,3 4 26,0 7,5 0,6 96,1 6 10A 190 0,353 145 23,6 20,6
76,9 14,9 89,0 36,0 29,6 63,1 25,3 10,4 4 30,0 7,5 0,3 96,2 7 3 190 0,353 145 21,8 20,8
91,7 15,9 84,0 34,0 28,4 66,2 23,7 7,8 4 27,0 7,5 0,3 97,7 8 11 190 0,353 145 22,0 20,6
88,5 15,5 82,0 31,0 25,4 64,5 19,4 3,9 4 24,0 7,5 0,3 97,1 9 10 190 0,353 145 22,8 20,2
79,5 14,6 88,0 35,0 29,4 66,7 25,3 10,7 4 29,0 7,5 0,3 98,8 10 5A 190 0,353 150 20,7 16,9
69,2 11,15 84,0 32,5 26,9 65,4 21,45 10,3 4 27,0 7,5 0,85 98,7 11 11A 190 0,353 150 18,0 15,4
76,9 10,5 78,0 28,0 24,4 74,9 18,9 8,4 4 21,0 7,5 0,6 95,2 12 9 190 0,353 150 20,2 16,4
68,8 10,7 82,0 32,5 26,4 62,6 20,5 9,8 4 26,0 7,5 0,6 96,7 13 8 195 0,358 150 30,2 19,9
39,3 11,1 95,3 35,1 26,5 51,7 19,6 8,5 4 25,8 7,5 1,4 96,7 14 9A 195 0,358 150 30,6 19,8 37,35
10,8 96,5 36,6 28,3 54,2 22,4 11,5 4 28,0 7,5 1,4 97,4 15 24 195 0,358 150 22,0 17,4 64,32 11,18 86,6 33,5 27,1 61,76 21,44 10,3 4 27,0 7,5 0,6 97,5 16 25 195 0,358 150 20,8 16,4 64,78 10,48 84,0 32,9 26,6 61,58 20,66 10,2 4 26,2 7,5 0,3 95,3 118
Figura 70.
Efeito da concentração de particulado na eficiência de coleta no ciclone
lavador objeto de estudo deste trabalho 119
Figura 71 Carta de Sylvan apresentando níveis de concentração e tamanho das partículas, para a maioria dos equipamentos de separação disponíveis. Fonte: (INDUSTRIAL VENTILATION, 1998) 120
4.3 Perspectivas específicas do ciclone lavador De acordo com a opinião do autor pode‐se melhorar ainda mais a eficiência deste ciclone para partículas menores do que 7 μm, e até mesmo, obter‐se purificação do nível de bactérias (<1 μm). Para este fim o equipamento merece estudos adicionais, visando especialmente fluxo de água e sua pulverização, introdução de água no corpo, posicionamento dos bicos injetores, variação de pressão e de velocidade. Este ciclone mostrou as informações necessárias para a adequação de seus elementos ao consumo mínimo de energia elétrica, o que o torna mais rentável. Apesar de compacto, esse equipamento exerce várias funções, tais como: umidificação, resfriamento, retenção de partículas, tratamento bioquímico da água, resfriamento abaixo da temperatura ambiente (ar condicionado). O referido equipamento pode ser montado sobre uma carreta, dispensa a necessidade de ambiente fechado, conferindo ao mesmo uma característica de mobilidade, o que é muito útil para deslocamentos, dentro ou fora do ambiente fabril, eliminando instalações fixas nas várias necessidades. 121
Capítulo 5 Conclusões Com base nos resultados obtidos neste protótipo, pode‐se verificar que ele já atingiu os objetivos econômicos e técnicos de purificação, a saber: Econômicos (estimativa do autor): •
custo baixo de investimento: R$42 000,00); •
custo de operação: R$0,10/m3 de aerossol purificado; •
custo de manutenção: 10% do valor de investimento por ano (vida útil do equipamento). Técnico (observado no equipamento): •
permite a purificação de portador com partículas com diâmetro médio de 7,48 μm, com eficiência média de 97.1%, independentemente da concentração inicial de poluente; •
a operação dispensa profissionais especializados. 122
Capítulo 6 Referências bibliográficas 1 Akitsune K.; Takae, T. Abatement of prilling Tower Effluent. Chemical engineering Progress, V.69 (1973) n. 6, p. 72‐78, 2 Avci ,A, Karagoz, I, Effects of flor and geometrical parameters on the collection efficiency in cyclone separators, J. Aerosol Sci., 34 (2003) 937‐
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