Antes da realiza¸c˜ao do pr´e-dimensionamento da instala¸c˜ao, ´e fulcral analisar as caracte- r´ısticas da ´agua do mar do local em estudo. A temperatura da ´agua na costa varia ao longo do ano sendo que, na esta¸c˜ao quente, a temperatura da ´agua `a superf´ıcie varia entre os 25 e os 28oC, enquanto na esta¸c˜ao fria, principalmente entre junho e agosto, devido `a influˆencia da corrente fria de Benguela, a temperatura `a superf´ıcie flutua entre os 15 e os 18oC. Para efeitos de c´alculo considera-se uma temperatura m´edia anual da ´agua do mar Tsw de 20oC (Axelsen et al., 2002).
Ao longo da orla costeira angolana h´a pouca varia¸c˜ao de salinidade ao longo da coluna de ´agua. As ´aguas superficiais e mais profundas apresentam um valor de salinidade pouco acima de 35 g/kgH2O, enquanto nas ´areas sob influˆencias do fluxo de ´aguas dos grandes
rios, a salinidade geralmente ´e menor que 35 g/kgH2O (Axelsen et al., 2002), sendo por isso
considerado um valor m´edio de salinidade Sp de 35 g/kgH2O. Conhecendo a temperatura
e a salinidade da ´agua, foram utilizadas as correla¸c˜oes do Anexo F para a determina¸c˜ao das propriedades.
Tabela 5.2: Propriedades da ´agua do mar de acordo com as condi¸c˜oes de temperatura e salinidade estabelecidas
Propriedade Valor Temperatura da ´agua do mar Tsw 20 oC
Salinidade Sp 35 g/kg Massa vol´umica ρsw 1 030 kg/m3
Viscosidade dinˆamica µsw 0,001074 Pa s
Condutibilidade t´ermica ksw 0,6017 W/(mK)
Press˜ao de satura¸c˜ao Psat,sw 1,021 · Psat,w Pa
Calor espec´ıfico cpsw 4 484 J/(kgK)
A taxa de rejei¸c˜ao de uma membrana TRej exprime a eficiˆencia da membrana para
remover os sais da ´agua, comparando por isso a concentra¸c˜ao de sais do permeado Cp e
da alimenta¸c˜ao Ca. A taxa de recupera¸c˜ao do permeado T R indica a propor¸c˜ao de ´agua
de alimenta¸c˜ao Qa que ´e convertida em ´agua pot´avel Qp (Ettouney & Dessouky, 2002).
TRej= 1 − Ca− Cp Ca (5.5) T R = 1 − Qp Qa (5.6)
Para que ocorra fluxo do permeado, a press˜ao externa exercida ter´a que ser maior que o gradiente de press˜ao osm´otica que ´e press˜ao necess´aria para que o potencial qu´ımico da ´agua na solu¸c˜ao de alimenta¸c˜ao seja elevado ao valor do da ´agua permeada `a press˜ao atmosf´erica (Ettouney & Dessouky, 2002). Essa press˜ao ´e designada por for¸ca motriz nas instala¸c˜oes de osmose inversa, sendo esta conseguida atrav´es de uma bomba de alta press˜ao ap´os a fase de pr´e-tratamento que eleva a press˜ao entre os 20 e os 100 bar (Mulder, 1996), adotando-se um valor de 70 bar absolutos para efeitos de c´alculo.
As instala¸c˜oes modernas permitem uma taxa de recupera¸c˜ao TR de 50 a 75 %, tendo-se optado por uma instala¸c˜ao de 50 % (Mulder, 1996) uma vez que, quanto mais alta for a recupera¸c˜ao, mais alta ser´a a concentra¸c˜ao dos solutos rejeitados pela membrana na corrente do concentrado, aumentando o potencial para a forma¸c˜ao de incrusta¸c˜oes e pode n˜ao ser obtida a concentra¸c˜ao v´alida para a ´agua permeada se considerar pot´avel pela Organiza¸c˜ao Mundial de Sa´ude. Uma TR de 50 % faz com que o caudal de circula¸c˜ao seja 2 vezes maior dado que apenas metade deste caudal ´e transformado em ´agua permeada.
Relativamente `a permeabilidade da membrana para a tecnologia de osmose inversa, s˜ao utilizados valores inferiores a 50 l/(hm2bar), optando-se por um valor de 15 l/(hm2bar) (Mulder, 1996). A rejei¸c˜ao de sais depende do tipo de membrana utilizada, sendo empre- gues recorrentemente membranas com capacidade superior a 99,5 % de rejei¸c˜ao dos sais, valor esse que ´e aplicado (Mulder, 1996).
Tabela 5.3: Parˆametros de dimensionamento utilizados
Vari´avel Valor
Caudal vol´umico de ´agua pot´avel a extrair Qp 110 m3/h
Taxa de recupera¸c˜ao T R 0,5 Caudal vol´umico de alimenta¸c˜ao Qa 220 m3/h
Concentra¸c˜ao da alimenta¸c˜ao Ca 36,04 kg/m3
Press˜ao exercida ∆Pexerc 70 bar
Taxa de rejei¸c˜ao das membranas TRej 99,5 %
Permeabilidade da membrana Lp 15 l/(hm2bar)
A concentra¸c˜ao do permeado Cp e a concentra¸c˜ao do rejeitado Cr s˜ao dadas pelas
equa¸c˜oes de Mulder (Mulder, 1996).
Cp = Ca T R 1 − (1 − T R)1−TRej (5.7) Cr= Ca[(1 − T R)−TRej] (5.8)
A partir das concentra¸c˜oes C de alimenta¸c˜ao e do rejeitado, s˜ao obtidas as press˜oes osm´oticas das solu¸c˜oes π de alimenta¸c˜ao e rejeitado por recurso `a equa¸c˜ao de Van’t Hoff (Mulder, 1996)
π = RmT C
nN aCl
MN aCl
(5.9)
onde nN aCl ´e o n´umero de i˜oes dissociados por mole do sal, sendo neste caso igual a 2 e
MN aCl ´e a massa molar do NaCl, igual a 58,5 g/mol.
Na osmose inversa os sais dissolvidos e mol´eculas orgˆanicas retidas na superf´ıcie da membrana causam o aumento da concentra¸c˜ao pr´oxima `a superf´ıcie considerada, que, por conseguinte, causa o aumento no valor do gradiente de press˜ao osm´otica da solu¸c˜ao ∆π, o que tende a diminuir o fluxo de permeado, que ´e o volume que a membrana permeia por unidade de tempo (Mai, 2014).
∆π = πa+ πr
5.2. Dessaliniza¸c˜ao da ´agua do mar por osmose inversa
onde πa, πr e πp s˜ao a press˜ao osm´otica de alimenta¸c˜ao, de rejei¸c˜ao e do permeado respe-
tivamente.
O fluxo do permeado ´e ent˜ao obtido tendo em conta as propriedades f´ısicas e qu´ımicas da membrana ∆π e da press˜ao externa aplicada ∆Pexerc (Mai, 2014).
Jp= Lp(∆Pexerc− ∆π) (5.11)
A ´area de contacto da membrana ser´a tanto menor quanto maior for o fluxo de ´agua permeada e ´e dada pela equa¸c˜ao 5.12.
Am=
Qa
Jp
(5.12)
Ap´os a implementa¸c˜ao do modelo no EES, os resultados provenientes da simula¸c˜ao de algumas das vari´aveis s˜ao representados na tabela 5.4.
Tabela 5.4: Resultados obtidos no processo de OI
Vari´avel Valor Concentra¸c˜ao do rejeitado Cr 71,84 kg/m3
Concentra¸c˜ao do permeado Cp 0,249 kg/m3
Press˜ao osm´otica do rejeitado πr 59,9 bar
Press˜ao osm´otica diferencial ∆π 44,7 bar Fluxo do permeado Jp 378,9 l/(m2h)
´
Area da membrana Am 580,6 m2
A concentra¸c˜ao do permeado para as condi¸c˜oes de dimensionamento pr´e-estabelecidas ´e de 0,249 kg/m3, valor este que se encontra abaixo do limite m´aximo estabelecido pela OMS para ´agua pr´opria para consumo (250 ppm ou 0,25 kg/m3) (WHO, 2007). A press˜ao efetiva, isto ´e, o gradiente de press˜ao verificado entre a alimenta¸c˜ao e o permeado ´e de 25,3 bar uma vez que `a press˜ao exercida de 70 bar absolutos ´e retirada a press˜ao osm´otica diferencial obtida, que ´e utilizada para o c´alculo do fluxo do permeado Jpque atravessa a membrana.
Relativamente ao rejeitado, este possui naturalmente uma press˜ao osm´otica superior `a alimenta¸c˜ao devido `a sua elevada concentra¸c˜ao ap´os a separa¸c˜ao do permeado, sendo por isso o concentrado libertado a elevada press˜ao. A ´area superficial da membrana necess´aria para o efeito apresenta valores t´ıpicos da tecnologia, sendo este valor flex´ıvel dependendo da permeabilidade da membrana. Posto isto, deve ser efetuado um compromisso entre a ´
area dispon´ıvel e o custo do equipamento, uma vez que quanto maior a permeabilidade da membrana maior o pre¸co da mesma. Os restantes resultados da implementa¸c˜ao do modelo podem ser vistos no Anexo H.
Tal como foi referido anteriormente, a energia el´etrica a ter em considera¸c˜ao para efeitos de dimensionamento ´e dividida em duas fra¸c˜oes, o trabalho de bombagem Wbombque faz a
´
agua elevar a sua cota e o trabalho da bomba de alta press˜ao que faz a ´agua de alimenta¸c˜ao circular entre a membrana Wcirc. A figura seguinte apresenta a representa¸c˜ao dos pontos
considerados para o dimensionamento, representados num eventual sistema de capta¸c˜ao de ´agua do mar.
Figura 5.5: Exemplifica¸c˜ao de um sistema de capta¸c˜ao de ´agua para o processo de dessa- liniza¸c˜ao por osmose inversa (Paiva, 2008).
´
E aplicada a equa¸c˜ao da energia entre os pontos 1 e 2 da figura 5.5, considerando que a press˜ao `a entrada da esta¸c˜ao ´e igual `a press˜ao atmosf´erica nos tanques do pr´e-tratamento. Considerando que diferen¸ca de cotas entre o n´ıvel da ´agua do mar e a esta¸c˜ao de pr´e- tratamento ´e de 30 m, a altura que a bomba deve vencer ´e dada pela equa¸c˜ao 5.13 e 5.14. (White, 2002).
Hbomb= (z2− z1) +
v22
2g + ∆H1,2 (5.13)
A perda de carga em metros entre os pontos 1 e 2 ´e representada na equa¸c˜ao 5.14. O comprimento Lt (equa¸c˜ao 5.15) diz respeito ao comprimento real da tubagem Lr e ao
comprimento equivalente correspondente `as perdas de carga localizadas Leq, sendo este
estimado em 20 % do comprimento Lr. O comprimento da tubagem Lr foi considerado
de 300 m (White, 2002). ∆H1,2 = fLt Di v2 2 2g = 8Q2af Lt Π2D5 ig (5.14) Lt= Lr+ Leq (5.15)
Com a finalidade de se averiguar o regime do escoamento, ´e calculado o n´umero de Reynolds segundo a equa¸c˜ao 5.16 e por consequˆencia o fator de atrito f atrav´es da equa¸c˜ao de Colebrook para o caso de regime turbulento (equa¸c˜ao 5.17), recorrendo `as propriedades da ´agua do mar, ρsw e µsw, massa vol´umica e viscosidade dinˆamica respetivamente. S˜ao
assim conhecidos todos os parˆametros necess´arios da equa¸c˜ao 5.13 (White, 2002).
ReD = ρswvDi µsw (5.16) 1 √ f = −2log10 ε/Di 3, 7 + 2, 51 ReD √ f (5.17)
5.3. Dessaliniza¸c˜ao da ´agua do mar por destila¸c˜ao a baixa temperatura
A potˆencia de bombagem ´e dada pela equa¸c˜ao 5.18 assumindo um rendimento t´ıpico da bomba de circula¸c˜ao de 65 %. Por sua vez, a potˆencia de circula¸c˜ao na membrana proveniente da bomba de alta press˜ao ´e expressa pela equa¸c˜ao 5.19.
˙ Wbomb = ρswgHbombQa ηb (5.18) ˙ Wcirc = ∆PexercQa ηb (5.19)
Os sistemas de dessaliniza¸c˜ao por osmose inversa, de forma a minimizar custos de ener- gia, geralmente possuem sistemas de recupera¸c˜ao de energia. As unidades de recupera¸c˜ao de energia reutilizam a ´agua de rejei¸c˜ao concentrada pois esta possui uma grande quan- tidade de energia que pode e deve ser recuperada, sendo diretamente transferida para o caudal de alimenta¸c˜ao de ´agua. Estas unidades de recupera¸c˜ao s˜ao geralmente turbinas que usam essa energia para produzir eletricidade. Assumindo-se um rendimento t´ıpico da turbina ηt de 70 %, obt´em-se a potˆencia gerada ao veio atrav´es da equa¸c˜ao 5.20, permi-
tindo reduzir o consumo da bomba de alta press˜ao, tal como mostra a figura 5.4. O caudal recuperado Qrecup no caso concreto representa 50 % do caudal de circula¸c˜ao na instala¸c˜ao
Qa por se tratar de uma instala¸c˜ao com uma taxa de recupera¸c˜ao de 50 %.
˙
Wrecup = πrQrecupηt (5.20)
O consumo energ´etico efetivo do processo de dessaliniza¸c˜ao por m3 de ´agua pot´avel ´e ent˜ao obtido pela soma dos consumos de bombagem da capta¸c˜ao da ´agua do mar e do consumo de circula¸c˜ao da ´agua pr´e-tratada nas membranas menos a energia que ´e recuperada por interm´edio da turbina. A equa¸c˜ao 5.21 permite o c´alculo do consumo energ´etico em kWh por m3de ´agua pot´avel, admitindo um caudal m´assico obtido de 30,56 kg/s tendo em considera¸c˜ao uma massa vol´umica de 1 000 kg/m3 da ´agua permeada, sendo que o consumo global est´a representado a negrito na tabela 5.5. Os resultados interm´edios do modelo efetuado no EES est˜ao presentes no Anexo H.
Consumo = ˙
Wbomb+ ˙Wcirc− ˙Wrecup
˙ mp
!
10−3 1000
3600 (5.21)
Tabela 5.5: Consumo energ´etico do processo de osmose inversa em kWh/m3
Consumo bombagem Consumo circula¸c˜ao Energia recuperada Consumo energ´etico 0,336 kWh/m3 5,983 kWh/m3 1,164 kWh/m3 5,155 kWh/m3
5.3
Dessaliniza¸c˜ao da ´agua do mar por destila¸c˜ao a baixa
temperatura
Com o intuito de avaliar uma poss´ıvel alternativa `a dessaliniza¸c˜ao por membrana, analisa- se um processo de dessaliniza¸c˜ao t´ermica, recorrendo `a destila¸c˜ao a baixa temperatura que, apesar de serem previstos consumos energ´eticos mais elevados, pode compensar em termos econ´omicos o menor pre¸co de investimento por m3 de ´agua pot´avel produzida.
Tal como na tecnologia abordada anteriormente, pretende-se uma produ¸c˜ao de 1 100 m3
di´arios distribu´ıdos por 10 horas de produ¸c˜ao, ou seja 110 m3 por hora de ´agua destilada.
5.3.1 Etapas do processo
A dessaliniza¸c˜ao t´ermica a baixa temperatura ´e uma t´ecnica de dessaliniza¸c˜ao que apro- veita o facto da ´agua evaporar a temperaturas mais baixas e a baixas press˜oes (Nayar et al., 2015). A destila¸c˜ao ´e o processo de purifica¸c˜ao atrav´es do qual uma substˆancia vol´atil de uma mistura separa-se por evapora¸c˜ao e subsequentemente condensa, sendo que o pro- duto final encontra-se na mesma fase com que entra no processo. No caso da ´agua salgada, considera-se que os sais dissolvidos s˜ao n˜ao vol´ateis, apenas evapora e condensa ´agua pura (Kalogirou, 1997). A figura 5.6 representa uma ilustra¸c˜ao esquem´atica da instala¸c˜ao de dessaliniza¸c˜ao utilizada para o caso de estudo.
Figura 5.6: Instala¸c˜ao de dessaliniza¸c˜ao atrav´es da tecnologia de destila¸c˜ao a baixa tem- peratura (Pagaime, 2011).
Inicialmente a ´agua proveniente do mar (1) ´e desgaseificada num tanque de desgaseifi- ca¸c˜ao devido `as por¸c˜oes excessivas de gases como o oxig´enio, azoto e ´argon dissolvidos na ´
agua salina do mar, onde estes gases s˜ao expulsos para atmosfera (3) com recurso a uma bomba de v´acuo (A) que retira os gases de forma que a press˜ao seja mantida a valores adequados ao prop´osito desejado, ou seja as mol´eculas gasosas s˜ao extraidas, reduzindo a
5.3. Dessaliniza¸c˜ao da ´agua do mar por destila¸c˜ao a baixa temperatura
sua quantidade por unidade de volume. Para isso, o tanque de desgaseifica¸c˜ao fica a uma cota superior ao n´ıvel da ´agua do mar (2) para garantir a baixa press˜ao, sendo a ´agua do mar aspirada naturalmente devido `a press˜ao que se encontra no topo (Ambarita, 2016).
O tanque de vaporiza¸c˜ao encontra-se a uma press˜ao mais baixa que permita que ´agua do mar evapore e nele entra energia t´ermica do exterior ( ˙Q). Para facilitar o processo, uma bomba (B) for¸ca a circula¸c˜ao da ´agua a um sistema de atomizadores (13). `A medida que decorre a evapora¸c˜ao (6), caso n˜ao existisse a recolha da ´agua salgada, a crescente salinidade da ´agua do mar diminuiria a taxa de evapora¸c˜ao (Ambarita, 2016). Assim, a ´agua que n˜ao se evaporou (5) segue para um tanque de gaseifica¸c˜ao atrav´es de uma bomba circuladora (G), dado que o processo n˜ao deve afetar os ecossistemas adjacentes, nomeadamente a falta de oxig´enio na ´agua que pode afetar a vida ecol´ogica marinha.
Um ventilador (F) ´e respons´avel pela insufla¸c˜ao de ar atmosf´erico (11) na ´agua que n˜ao se evaporou para assim serem restabelecidos os seus n´ıveis normais, num tanque que se encontra abaixo do n´ıvel da ´agua do mar e, por isso, a uma press˜ao superior `a atmosf´erica.
O vapor de ´agua ´e aspirado do tanque de vaporiza¸c˜ao (6) para o condensador (7), atrav´es de um compressor (C) que o comprime, aumentando a press˜ao e, consequentemente, a temperatura de satura¸c˜ao, mantendo tamb´em a baixa press˜ao do tanque de vaporiza¸c˜ao. A ´agua de arrefecimento do vapor de ´agua (9) ´e proveniente do mar e circula dentro dos tubos do condensador impulsionada por uma bomba (E), por onde sair´a mais quente (10) dadas as trocas t´ermicas que ocorrem dentro do condensador.
O vapor condensar´a em contacto com os tubos do condensador porque a ´agua de cir- cula¸c˜ao (´agua do mar) estar´a mais fria que o vapor de ´agua. A ´agua pot´avel produzida ´e ent˜ao extra´ıda com recurso a uma bomba (D), que lhe dar´a a potˆencia necess´aria para contrariar a baixa press˜ao presente no interior do condensador em dire¸c˜ao a um reserva- t´orio de armazenamento de ´agua (8), com uma determinada capacidade que permita a recolha de 1 100 m3 que corresponde `a produ¸c˜ao di´aria.
5.3.2 Pr´e-dimensionamento da esta¸c˜ao de dessaliniza¸c˜ao por destila¸c˜ao