Chama Visível numa fornalha
laboratorial
Maria Luís Grácio Bilro Castela
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre no
Mestrado em Engenharia Mecânica
Júri
Presidente: Professor Doutor Hélder Carriço Rodrigues
Orientador: Professor Doutor Mário Manuel Gonçalves da Costa Vogal: Professor Doutor Pedro Jorge Martins Coelho
Agradecimentos
Em primeiro lugar, gostaria de agradecer ao meu orientador, Prof. Mário Costa, por ter acredi-tado nas minhas capacidades para desenvolver este trabalho, por me ter dado a conhecer mais a fundo todos os fundamentos teóricos e práticos da combustão e, mais especificamente, o regime de combustão sem chama visível. Agradeço-lhe toda a disponibilidade, paciência, com-preensão e entusiasmo que tornaram este estudo muitíssimo aprazível .
Agradeço também ao Anton e à Maura a ajuda que prontamente me deram no decorrer dos ensaios práticos bem como a companhia e o apoio nas noites de laboratório e nos desesperos e nas alegrias que este trabalho proporcionou. A todos os colegas de laboratório, Miriam, Zé Pedro, Wang, Agathe, Fred, Ulisses, Amândio e Pratas, queria agradecer o carinho e o bom humor que proporcionaram, as discussões construtivas sobre o trabalho e as jantaradas que, de certo, contribuíram para o sucesso deste trabalho. Gostaria de agradecer a todos os meus colegas de Naval, todos os momentos dos últimos anos. Agradeço também ao Zé Guerreiro pela tentativa de me fazer acreditar que, nestes últimos meses, a vida não era só escola.
Estou também muito agradecida ao Sr. Norberto e restante pessoal da oficina pelo excelente trabalho e sem os quais não seria possível a construção da nova câmara de combustão.
Aos meus pais e à minha irmã Alexandra, agradeço todo o apoio, toda a paciência, toda a força, todo o esforço e a sua presença física ou emocional que me acompanharam não só neste trabalho mas em toda a minha vida, incutindo-me valores e responsabilidades dos quais hoje tenho mais noção e sobre os quais sempre tiveram razão. Agradeço também à Bela e à minha avó Lena todo o carinho e compreensão.
O meu carinhoso agradecimento ao Bruno que esteve presente em todos os momentos e que iii
me apoiou em todas as decisões. Por último, gostaria de agradecer ao Carlos Macedo e ao Nuno Jerónimo por me fazerem acreditar que tudo é possível e que "o que tem de ser, tem muita força"!
Resumo
O presente trabalho centrou-se no estudo de um novo queimador e nos regimes de combustão que ocorrem consoante determinadas condições de operação da fornalha laboratorial. Nesta fornalha, o queimador e a exaustão estão ambos localizados no topo da câmara de combustão. Os parâmetros estudados foram a temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão e o coeficiente de excesso de ar, que na presente configuração está associado a variações da veloci-dade de entrada do ar. A caracterização experimental envolveu o uso de analisadores de gases para medir as concentrações das principais espécies químicas (O2, CO2, HC, CO e NOx) quer
nos gases de exaustão, quer no interior da câmara de combustão. A par destas medidas, foram também obtidas distribuições espaciais da temperatura interna com o auxílio de termopares. Foram ainda obtidas imagens da quimiluminiscência dos radicais OH.
Globalmente, os resultados mostraram que as emissões de NOxsão mais elevadas nas condições com excesso de ar relativamente menores, independentemente da temperatura de pré-aquecimento do ar. As emissões de CO mantiveram-se sempre inferiores a 10 ppm@15% O2. Para uma temperatura constante de pré-aquecimento do ar, verificou-se que o regime de combustão con-vencional ocorre para valores de quantidade de movimento do jacto de ar menores e que o regime de combustão sem chama visível ocorre para valores de quantidade de movimento do jacto maiores. As imagens da quimiluminiscência dos radicais OH revelaram que no regime de combustão convencional a zona de reacção está concentrada numa frente de chama de pequena espessura e encontra-se perto do queimador, enquanto no regime de combustão sem chama visível a zona de reacção é distribuída e encontra-se mais afastada do queimador. A quimilu-miniscência do OH e as medidas internas revelaram, ainda, que os gradientes de temperatura e de concentrações de espécies químicas são muito mais acentuados, quer axial quer radial-mente, no regime de combustão convencional comparativamente com os gradientes observados no regime de combustão sem chama visível.
Palavras-chave: Experimental, combustão sem chama visível, medidas internas, quimilu-miniscência dos radicais OH, emissões de poluentes.
Abstract
This study examines the combustion regimes occurring in a small-scale laboratory cylindrical combustor, in which the burner and the exhaust ports are mounted at the top end of the com-bustion chamber. Flue-gas composition data and hydroxyl radical (OH) chemiluminescence imaging are presented as a function of the inlet air preheat temperature and excess air coeffi-cient, which in the present configuration implies also changes in the air inlet velocity. For three of these combustor operating conditions spatial distributions of temperature and of O2, CO2,
unburned hydrocarbons, CO and NOx concentrations are also reported. The flue-gas data
reveals that, for a given inlet air preheat temperature, the air inlet velocity has an important impact on the NOx emissions, which decrease as the air inlet velocity increases. In addition,
for low air inlet velocities, NOx emissions are more affected by the inlet air preheat temper-ature than for the air inlet velocity. Furthermore, as the the inlet air tempertemper-ature increases the burner is able to operate with higher excess air coefficients. For a given inlet air tem-perature, the combustion regime develops from conventional lean combustion at low air inlet velocities (or low excess air coefficients) to flameless combustion at high air inlet velocities (or high excess air coefficients). The OH chemiluminescence images, the temperature and the gas species concentration spatial distributions indicate that the reaction zone for the conventional lean combustion regime is well defined and established near the burner with relatively high temperature and gas species concentration gradients along the combustion chamber length. In contrast, the flameless combustion regime, which occurs for higher central jet momenta, is characterized by a distributed reaction zone, located far from the burner, as revealed by the chemiluminescence images that show relatively low intensities of OH* radicals disperse over a large volume of the combustion chamber. In line with this, the spatial temperature and gas species concentration gradients are lower than for the conventional lean combustion regime.
Keywords: Experimental, flameless oxidation, detailed in-combustor measurements, OH chimiluminiscence, pollutant emissions.
Conteúdo
Resumo vi
Abstract vii
Lista de Figuras xii
Lista de Tabelas xv Simbologia xvi 1 Introdução 1 1.1 Enquadramento . . . 1 1.2 Estado da arte . . . 3 1.2.1 Mecanismos de reacção . . . 3 1.2.1.1 Mecanismo de formação do OH . . . 3 1.2.1.2 Mecanismo de formação do CO . . . 4 1.2.1.3 Mecanismos de formação do NOx. . . 4 1.2.2 Estudos antecedentes . . . 6 1.3 Presente contribuição . . . 12 1.4 Estrutura da dissertação . . . 13
2 Instalação experimental e técnicas de medida 15 2.1 Instalação experimental . . . 15
2.1.1 Câmara de combustão e queimador . . . 15
2.1.2 Circuito de combustível . . . 17
2.1.3 Circuito de ar . . . 18
2.1.4 Sistema de exaustão . . . 18 ix
2.2 Técnicas de medida . . . 19
2.2.1 Temperatura . . . 19
2.2.1.1 Incertezas experimentais . . . 20
2.2.1.2 Procedimento experimental . . . 21
2.2.2 Espécies químicas gasosas . . . 22
2.2.2.1 Incertezas experimentais . . . 24
2.2.2.2 Procedimento experimental . . . 26
2.2.3 Quimiluminiscência dos radicais OH . . . 27
2.2.3.1 Procedimento experimental . . . 28
3 Apresentação e discussão de resultados 31 3.1 Procedimentos e condições de operação da câmara de combustão . . . 31
3.2 Emissões de poluentes . . . 35
3.2.1 Influência de Taq nas emissões de NOx . . . 35
3.2.2 Influência de λ e va nas emissões de NOx . . . 37
3.2.3 Emissões de CO . . . 38
3.3 Quimiluminiscência dos radicais OH . . . 39
3.3.1 Influência de Taq nas imagens de quimiluminiscência dos radicais OH . . 40
3.3.2 Influência de λ nas imagens de quimiluminiscência dos radicais OH . . . 42
3.4 Distribuição espacial da temperatura e espécies químicas . . . 44
3.4.1 Condição 1: perfis axiais . . . 44
3.4.2 Condição 1: perfis radiais . . . 47
3.4.3 Condição 2: perfis axiais . . . 51
3.4.4 Condição 2: perfis radiais . . . 53
3.4.5 Condição 3: perfis axiais e radiais . . . 55
4 Fecho 59 4.1 Conclusões . . . 59
4.2 Sugestões para trabalhos futuros . . . 60
Referências 60
A Projecto do queimador 67 A.0.1 Características do gás natural . . . 67 B Desenhos técnicos dos componentes da câmara de combustão 71
Lista de Figuras
1.1 Consumo de energia primária a nível mundial (por tipo de fonte); histórico até
2007 e projecção até 2035 (fonte do IEA, 2010). . . 2
1.2 Diagrama de estabilidade do regime de combustão sem chama visível, apresen-tado por W¨unning e W¨unning 1997. . . 8
2.1 Representação esquemática da bancada experimental. . . 16
2.2 Vistas da câmara de combustão. . . 17
2.3 Vista interior do topo da câmara de combustão. (1) Exaustão; (2) entrada do oxidante; (3) entrada de combustível; (4) e vidro de quartzo. . . 18
2.4 Vista exterior de parte do topo da câmara de combustão. (1) Entrada de ar no queimador; (2) entrada de combustível no queimador; (3) pré-aquecedor; (4) tubo colector de gases da combustão. . . 19
2.5 Representação esquemática do termopar tipo R. . . 20
2.6 Localização dos pontos de medida no interior da câmara de combustão. . . 23
2.7 Representação esquemática da sonda para recolha da amostra de gás. . . 24
2.8 Representação esquemática do posicionamento da câmara ICCD . . . 29
3.1 Aspecto da chama durante a fase de pré-aquecimento (lado esquerdo) e para uma condição nominal (lado direito) da câmara de combustão. . . 32
3.2 Aspecto da chama para duas condições de operação: lado esquerdo, λ = 1,3 e Taq = 600 K; lado direito: λ = 2,6 e Taq = 600 K. Potência térmica em ambos os casos = 8 kW. . . 33
3.3 Influência de Taq e va nas emissões de NOx e CO. Potência térmica para todas as condições = 8 kW. (Para Taq = 400 K e λ = 3,1 a emissão de CO é 30 ppm@15% O2). . . 36
3.4 Influência da variação de Taq (horizontal) e de λ (vertical) nas imagens de quimiluminiscência dos radicais OH. . . 41 3.5 Perfis axiais de temperatura e de concentrações de espécies químicas (O2, CO2,
HC, CO e NOx) para as condições 1, 2 e 3. . . 46
3.6 Perfis radiais de temperatura, O2, CO2, CO, HC e NOx para a condição 1. . . . 49 3.7 Perfis radiais de temperatura, O2, CO2, CO, HC e NOx para a condição 2. . . . 54
Lista de Tabelas
2.1 Composição química do gás natural da rede do IST. . . 17
2.2 Características dos termopares usados no presente estudo. . . 20
2.3 Analisadores usados no presente trabalho. . . 25
2.4 Misturas-padrão utilizadas na calibração dos analisadores. . . 25
2.5 Condições usadas nos ensaios para recolha de imagens de quimiluminiscência dos radicais OH. . . 29
3.1 Condições de operação em termos de excesso de ar da câmara de combustão. . 34
3.2 Condições experimentais usadas para a recolha de imagens de quimiluminiscên-cia dos radicais OH. . . 39
3.3 Condições experimentais usadas para a caracterização detalhada do processo de combustão. (Concentrações de NOx, CO, O2 e CO2 na exaustão para cada uma das condições.) . . . 44
A.1 Composição e características do gás natural. . . 67
A.2 Molécula equivalente do GN usado no presente estudo. . . 68
A.3 Propriedades do quartzo. . . 68
A.4 Características geométricas da câmara de combustão. . . 69
Simbologia
Caracteres Romanos
C Calor específico [J/kg K]. D Diâmetro [m].
hf g Calor latente de vaporização a pressão constante [J/kg]. Kv Taxa de recirculação.
˙
me Caudal mássico de produtos de combustão recirculados [kg/s].
˙
mf Caudal mássico de combustível [kg/s].
˙
mGN Caudal mássico de gás natural [kg/s].
˙
mar Caudal mássico de ar de combustão [kg/s].
Mar Massa molar do ar [kg/kmol].
MGN Massa molar do gás natural [kg/kmol].
MH Massa molar do hidrogénio [kg/kmol]. MH2O Massa molar da água [kg/kmol].
Mi Massa molar da espécie i [kg/kmol]. Pter Potência térmica [kW].
r Coordenada radial [m]. Re Número de Reynolds.
Taq Temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão [K]. va Velocidade de entrada do ar de combustão [m/s].
WI Índice de Wobbe [J/m3].
Vcam Volume da câmara de combustão [m3].
xi Fracção molar da espécie i. yi Fracção mássica da espécie i.
z Coordenada axial [m].
Caracteres Gregos
λ Coeficiente de excesso de ar. µ Viscosidade dinâmica [kg/(m s)]. ν Viscosidade cinemática [m2/s]. ρ Massa volúmica [kg/m3].
Abreviaturas
FLOX Flameless Oxidation. GN Gás Natural.
HiTAC High Temperature Air Combustion. MILD Moderate or Intense Low oxigen Dilution. PCI Poder Calorífico Inferior.
Introdução
1.1
Enquadramento
Nas últimas décadas, tem-se assistido a uma maior sensibilização para os problemas ambientais e energéticos [1], tanto ao nível de entidades corporativas como ao nível do cidadão comum. O novo conceito de desenvolvimento sustentável1fez emergir um novo paradigma à escala global. Na esperança de se conseguirem adaptar não só as mentalidades mas também as tecnologias disponíveis para fazer face a este novo paradigma, têm surgido esforços de inúmeras entidades académicas, governamentais, empresariais e industriais.
Os constragimentos que mais têm contribuído para a resistência à mudança são: por um lado, a escassez de tecnologia para responder a estas mudanças e, por outro lado, directamente relacionado com este facto, a viabilidade económica da implementação destas tecnologias nas principais indústrias mundiais.
Existem pelo menos três tipos de soluções possíveis: (i) a exploração de energia proveniente de fontes renováveis (eólica, das ondas e marés, biomassa, solar térmica, fotovoltaíca e/ou geotér-mica); (ii) o desenvolvimento de sistemas de armazenamento de energia: (iii) ou o aumento da eficiência energética das tecnologias já existentes. A escolha da estratégia a seguir terá de ponderar os custos associados a cada uma destas medidas. Note-se que um sistema de energia renovável, como os referidos, poderá ter numa fase inicial da tecnologia custos incomportáveis,
1
"Ensure that it meets the needs of the present without compromising the ability of future generations to meet their own needs"[2].
ao passo que uma medida para o aumento da eficiência energética de uma tecnologia já exis-tente comportará menores custos, esperando-se também que tenha uma implementação mais imediata na indústria.
De acordo com esta linha de pensamento, o aumento da eficiência energética das tecnologias disponíveis poderá contribuir para uma mudança economicamente mais sustentada, dando condições à indústria para se ir adaptando a curto prazo aos requisitos do novo paradigma [2].
A figura 1.1 mostra o consumo de energia primária a nível mundial (por tipo de fonte) e revela a tendência do aumento do consumo de combustíveis fósseis, nomeadamente carvão, gás natural, petróleo e seus derivados, dando assim ênfase à necessidade de tornar as tecnologias associadas a estes combustíveis tão eficientes quanto o possível.
Figura 1.1: Consumo de energia primária a nível mundial (por tipo de fonte); histórico até 2007 e projecção até 2035 (fonte do IEA, 2010).
O presente estudo enquadra-se nas referidas medidas de eficiência energética das tecnologias associadas aos combustíveis fósseis. Particularmente, o regime de combustão sem chama visível posiciona-se como um regime de combustão com elevada eficiência energética, baixas emissões de poluentes e baixos níveis de ruído. Actualmente, a aplicação deste regime de combustão poderá ser vista como uma alternativa viável (económica e ambientalmente) aos regimes de combustão convencionais. A literatura da especialidade mostra que a implementação deste regime nos vários sectores industriais contribui para a diminuição do consumo de combustíveis fósseis e para a diminuição das emissões de poluentes. No entanto, os estudos existentes sobre este novo regime de combustão revelam que os conceitos fundamentais são ainda parcialmente
desconhecidos. O presente trabalho representa um esforço nesta linha de investigação, tentando contribuir para um melhor conhecimento dos conceitos fundamentais associados ao regime de combustão sem chama visível.
1.2
Estado da arte
1.2.1 Mecanismos de reacção
Esta secção revê os mecanismos de reacção de maior interesse para a discussão dos resultados deste estudo, em particular, os mecanismos de reacção associados ao radical hidroxilo, OH, ao monóxido de carbono, CO, e aos óxidos de azoto, NOx.
1.2.1.1 Mecanismo de formação do OH
A formação de OH está principalmente associada às seguintes reacções elementares:
H + O2*) OH + O (1.1)
CO + OH *) CO2+ H (1.2)
Para que ocorra a reacção (1.1) é necessário quebrar a ligação dupla da molécula de oxigénio, o que requer uma elevada energia de activação. Tendo em consideração esta necessidade, a reacção (1.1) terá tendência a ocorrer apenas em zonas de elevada temperatura. O hidrogénio que participa na reacção tem como fonte as reacções de início de cadeia associadas à desagre-gação inicial da cadeia de um hidrocarboneto. Logo, a reacção (1.1) ocorre numa fase mais tardia relativamente à fase inicial da reacção química. Quanto à reacção (1.2) esta indica que, segundo o princípio de Le Châtelier, as elevadas concentrações de OH resultantes da reacção (1.1) levarão ao consumo deste em conjunto com o consumo de CO, obtendo-se um novo estado de equilíbrio. De acordo com estas duas reacções elementares, verifica-se que a formação de OH ocorre quando a temperatura é suficientemente elevada para quebrar as ligações duplas nas moléculas de oxigénio e quando já se deram as reacções de início de cadeia. A reacção (1.2) só se poderá iniciar na presença de elevadas concentrações de CO, levando ao oxidação deste por via da combinação com os radicais OH. Porém, ao dar-se a reacção (1.1), uma vez que o radical OH é muito instável, existe um consumo imediato deste radical através da reacção (1.2).
Por estas razões, e considerando os estudos realizados com base na distribuição da intensi-dade dos radicais OH em chamas, conclui-se que este poderá ser um bom indicador da zona de reacção do fenómeno da combustão, como discutido no capítulo 3 da presente tese.
1.2.1.2 Mecanismo de formação do CO
A formação de CO, segundo [3], está associada às seguintes reacções elementares:
HCO + H2O *) CO + H + H2O (1.3)
HCO *) CO + H (1.4)
Por sua vez, a destruição de CO ocorre, essencialmente, por via da reacção (1.2).
De acordo com as reacções apresentadas, o CO forma-se a partir de HCO, não estando im-plicados na sua formação os radicais de OH. Na reacção (1.3), a elevada energia de activação requerida para a dissociação do O2 implica que o CO apenas se forme quando a temperatura é
relativamente elevada e em locais onde existe O2. Na reacção (1.4) estão também implícitas as temperaturas elevadas associadas à dissociação do HCO. Resulta assim que a formação de CO apenas será possível se houver, por um lado, temperaturas elevadas e, por outro lado, disponi-bilidade de O2. Estes dois requisitos, no entanto, estão também associados à formação dos
radicais OH, os quais são altamente instáveis. A partir do momento em que existem radicais OH (uma vez que estes são bastante reactivos), dá-se a oxidação do CO por via da reacção 1.2). A formação de CO ocorre mais cedo do que a formação de OH, o que permite o aumento da concentração de CO até que a reacção (1.2) se inicie. Como a taxa de destruição de CO (reacção (1.2)) é mais elevada do que a sua taxa de formação (reacções (1.3) e (1.4)), com o início da reacção (1.2) verifica-se uma diminuição global da concentração de CO na zona de reacção.
1.2.1.3 Mecanismos de formação do NOx
O NOx compreende as espécies químicas NO e NO2. Entre estas, o NO é a forma que mais expressão tem no processo de combustão pelo que apenas esta será aqui analisada, apesar do NO se oxidar rapidamente quando é libertado para a atmosfera.
1. Mecanismo térmico, ou de Zeldovich [4], que ocorre principalmente a temperaturas su-periores a 1850 K e para uma vasta gama de razões de equivalência;
O + N2*) N O + N (1.5)
N + O2 *) N O + O (1.6)
N + OH *) N O + H (1.7)
A razão pela qual este mecanismo está associado a temperaturas elevadas tem que ver com a elevada energia de activação necessária para quebrar a ligação tripla da molécula de N2. A reacção (1.6) implica a existência de elevadas concentração de oxigénio, sendo que, novamente, têm de estar associadas elevadas temperaturas que possibilitem a quebra da ligação dupla da molécula de oxigénio [5]. A reacção (1.7) não implica uma elevada energia de activação, estando também associada, apesar disso, a temperaturas elevadas necessárias à formação dos radicais OH. Pode ainda dizer-se que, dada a instabilidade e a localização dos radicais OH, a reacção (1.7) é muito mais rápida do que as anteriores e ocorre principalmente na zona de reacção.
2. Mecanismo imediato, ou de Fenimore, que ocorre fundamentalmente nas zonas ricas da combustão. Este mecanismo dá origem aos cianetos através da reacção entre partes da cadeia do combustível e o azoto molecular, segundo a equação:
CH + N2*) HCN + N (1.8)
onde posteriormente o azoto é oxidado de acordo com as reacções (1.6) e (1.7) do mecan-ismo térmico.
3. Formação via combustível, a qual consiste essencialmente na oxidação do azoto existente no combustível. O gás natural usado como combustível neste trabalho apresenta na sua composição azoto molecular, pelo que não será considerado este tipo de mecanismo na formação de NO, no presente estudo.
4. Formação via N2O, a qual ocorre em zonas de reacção onde a temperatura é relativamente baixa. Os estudos desenvolvidos em [6] tiveram em consideração este mecanismo para a formação de NO, resultando numa melhor aproximação às emissões observadas. Uma vez que as temperaturas poderão ser relativamente baixas no processo de combustão
sem chama visível, este poderá ser um mecanismo importante no presente trabalho. As principais reacções deste mecanismo são:
N2O + M *) N2+ O + M (1.9)
N H + N O *) N2O + H (1.10)
N2O + O *) 2N O (1.11)
1.2.2 Estudos antecedentes
O regime de combustão sem chama visível, largamente estudado desde a década de noventa, foi apresentado como um novo conceito de combustão com elevada eficiência energética, baixos níveis de ruído e baixas emissões de poluentes, nomeadamente de NOx e de CO.
A descoberta deste novo regime de combustão teve por base trabalhos experimentais que à data estavam a ser conduzidos na indústria [7], procurando solucionar o problema do “trade-off” entre as emissões de CO e NOx associado à recirculação dos gases de combustão. O problema
da instabilidade da chama provocado pela recirculação dos gases no interior da câmara de combustão levou ao estudo de um possível pré-aquecimento do ar [8]. O pré-aquecimento do ar de combustão viria a possibilitar uma chama estável, descobrindo-se um novo regime de combustão [9].
Em 1997 foram apresentados os primeiros estudos [9] intencionais deste novo regime de com-bustão. Contudo, os trabalhos desenvolvidos em [10] estavam em linha com as características deste regime. Este trabalho [10] foi desenvolvido numa fornalha laboratorial do Instituto Superior Técnico onde foram analisadas as emissões de NOx e CO para duas condições de recirculação externa dos gases de combustão. Os resultados obtidos para as emissões de NOx,
em função da taxa de recirculação, estavam situados entre 9 (para as maiores taxas de recir-culação) e 50 ppm (sem recirculação de produtos de combustão) e para as emissões de CO os valores foram inferiores a 0,05%. Todavia, não foi reconhecido ao parâmetro “taxa de recircu-lação” a relevância que este teria tido na homogeneização dos perfis internos de temperatura e concentrações de espécies químicas (observados nos resultados). A posteriori, a recirculação de produtos de combustão veio a revelar-se um dos parâmetros fundamentais para o estab-elecimento do regime de combustão sem chama visível, identificado em 1997 por W¨unning e W¨unning [9].
A primeira identificação e caracterização deste regime de combustão foi realizada por W¨unning e W¨unning [9], tendo sido designado pelos autores como Flameless Oxidation ou, simples-mente, FLOX. Este trabalho apresentou o diagrama de estabilidade do regime com base em dois parâmetros: (i) a recirculação de gases de combustão, definida de acordo com a equação (1.12), e (ii) a temperatura da câmara de combustão;
Kv = ˙ me ˙ ma+ ˙mf (1.12)
onde ˙me representa o caudal de gases de combustão que entra no escoamento dos reagentes,
˙
mao caudal de ar e ˙mf o caudal de combustível.
O diagrama apresentado na figura 1.2 estabelece as condições para a ocorrência deste regime. A zona “A” diz respeito à combustão convencional, que ocorre para taxas de recirculação infe-riores a 30%, para toda a gama de temperaturas da câmara, admitindo taxas de recirculação mais elevadas para temperaturas da câmara mais elevadas. A zona “B” é identificada como uma zona de combustão instável onde as temperaturas terão de ser superiores à temperatura de auto-ignição da mistura, caso contrário, ocorrerá a extinção do processo de combustão. Na zona “C” é atingido o regime flameless, para taxas de recirculação de gases de combustão superiores a 50% em conjunto com condições de temperatura superiores à temperatura de auto-ignição da mistura. Estudos subsequentes (e.g. [11]) mostraram que, apesar das temper-aturas elevadas de pré-aquecimento do ar necessárias para se atingir o regime, a recirculação dos produtos de combustão atenua o aumento da temperatura na zona de reacção, inibindo a formação de NO via mecanismo térmico.
Na literatura da especialidade encontram-se vários termos para identificar este regime de com-bustão. Cada um desses termos dá mais ou menos ênfase a determinadas características ou aplicações deste regime, apesar de terem subjacentes princípios comuns. O termo HiTAC, que significa High Temperature Air Combustion [8, 12, 13], dá enfase às elevadas temperaturas de pré-aquecimento do ar necessárias ao estabelecimento do regime, sem contudo fazer referência ao modo como a temperatura do ar é aumentada. Este aumento da temperatura do ar poderá ser feito por via da recirculação externa dos gases de exaustão, estando na base de inúmeros estudos desenvolvidos no sentido do aumento da eficiência da combustão [10], ou poderá
tam-Figura 1.2: Diagrama de estabilidade do regime de combustão sem chama visível, apresentado por W¨unning e W¨unning 1997.
bém ser o resultado da recuperação de calor destes gases através de regeneradores [14]. No entanto, os estudos desenvolvidos usando técnicas associadas a HiTOC, High Temperature Combustion Technology, mostram que este método poderá ter como consequência o aumento acentuado da temperatura adiabática de chama, resultando no aumento das emissões de NOx,
apesar de apresentar eficiências energéticas elevadas. Por sua vez, o termo MILD, Moderate or Intense Low oxigen Dilution introduzido por [15], realça a importância da diluição local da concentração de oxigénio resultante da recirculação dos gases de combustão. Nesta definição estão também implicadas temperaturas elevadas de pré-aquecimento do ar de modo a atenuar o efeito da presença de gases inertes na zona de reacção, os quais, ao provocarem a diminuição da temperatura na zona de reacção, compromentem a estalibidade do processo de combustão. Porém, se a taxa de recirculação dos gases de combustão for relativamente elevada e a geometria da câmara de combustão o permitir, o calor trocado entre estes e o ar de combustão à tem-peratura ambiente é suficiente para se obter um regime estável, tal como verificado em [16, 17].
O termo flameless, introduzido por [9], explora o facto da combustão ter fraca luminosidade, que poderá ser mesmo imperceptível em determinadas condições. Associado a esta carac-terística visual do regime, surgiu também o termo Colorless Distributed Combustion [18], referindo-se não só à luminosidade da combustão (colorless) como também às características da zona de reacção (distributed ).
As elevadas taxas de recirculação dos produtos de combustão associadas a este regime, assim como a diminuição global da temperatura da combustão, originam uma zona de reacção
dis-tribuída em grande parte do volume da câmara de combustão [19, 20]. Nesta zona de reacção, os gradientes de temperatura e das concentrações de espécies químicas são mais suaves quando comparados aos da frente de chama da combustão convencional, tanto em chamas de difusão como de pré-mistura [21].
Os estudos desenvolvidos com base na recirculação interna dos produtos da combustão mostram que só é possível atingir o regime de combustão sem chama visível se as velocidades de injecção dos reagentes forem suficientemente elevadas para formar zonas de recirculação no interior da câmara. Os estudos desenvolvidos por [22] mostraram que a turbulência do escoamento reactivo influencia a taxa de recirculação, verificando-se que quanto maior a distribuição e homogeneização da temperatura na zona de reacção, maior é a quantidade de produtos da combustão que entra na corrente dos reagentes e na zona de reacção. Este trabalho discute, ainda, a influência da temperatura de pré-aquecimento do ar e da diluição da concentração de oxigénio na variação da taxa de recirculação, demonstrando-se que a variação da temperatura de pré-aquecimento do ar pouco afecta a taxa de recirculação, ao contrário do que se verifica com a diluição de oxigénio nos reagentes.
Adicionalmente, o projecto de câmaras de combustão compactas [16, 23, 24, 25], cuja injecção dos reagentes está localizada na mesma face da câmara de combustão que a exaustão, explora o ponto de estagnação do escoamento. O escoamento caracteriza-se por uma acentuada desacel-eração perto do ponto de estagnação e por níveis elevados de turbulência. Esta turbulência aumenta a taxa de mistura do combustível, do ar e dos gases da combustão, promovendo uma maior estabilização da chama. Em [24] mostra-se que a intensidade de turbulência varia entre 25 e 90%, ao longo do eixo central da câmara de combustão. Em consequência deste tipo de escoamento, para além de se obterem baixas emissões de poluentes e elevadas eficiências de combustão, os limites de operação pobres do queimador são substancialmente alargados dando origem a menores consumos de combustível. Na literatura da especialidade, os regimes com base neste tipo de escoamento são designados por stagnation-point reverse flow combus-tor. Estes escoamentos apresentam características comuns ao regime de combustão sem chama visível, reforçando o papel da aerodinâmica da câmara de combustão no desenvolvimento deste regime [19]. A aerodinâmica da câmara de combustão é também explorada noutros trabal-hos, e.g., [26, 27], os quais apresentam novas geometrias para atingir os objectivos pretendidos.
O regime de combustão sem chama visível agudizou o interesse da comunidade científica em conhecer, em termos fundamentais, as reacções químicas e os fenómenos de transporte e de mistura das espécies químicas. Neste regime, a reacção química global segue os padrões da combustão convencional, apesar das reacções químicas que acompanham o processo de com-bustão aparentarem algumas diferenças, principalmente no que se refere aos mecanismos de formação de OH e NO. Recorrendo-se a técnicas ópticas, foram conduzidos estudos com base na quimiliminiscencia dos radicais OH [11, 20], tendo-se observado que estes se encontram mais dispersos e que definem uma zona de reacção volumétrica, ao contrário do que se veri-fica na combustão convencional onde existe uma frente de chama bem definida e de pequena espessura. A dispersão volumétrica dos radicais OH torna o processo químico mais lento e distribuído, contribuindo para a homogeneização dos gradientes de temperatura e de concen-trações de espécies químicas.
A nível da emissão de poluentes comprovou-se que as reduzidas emissões de NO se devem à inibição do mecanismo de Zeldovich dadas as baixas temperaturas na zona de reacção. O tra-balho apresentado em [3] mostra que existem diferentes zonas, a montante e a jusante da zona de reacção, onde os principais mecanismos de formação do NO, Fenimore e N2O como
intermé-dio, têm igual importância. Em [28] os resultados apontam para uma combinação de factores que explicam a formação do NO, nomeadamente a temperatura característica da câmara de combustão e o tempo de residência global. No entanto, quando são considerados os efeitos de escala do queimador o estudo [28] mostra que não existe uma correlação suficientemente forte destes factores que explique a formação de NO. Foram ainda estudadas, neste trabalho, as escalas de tempo associadas à mistura turbulenta e à cinética química, tendo-se concluído, a par dos resultados obtidos em [3], que ambos os mecanismos terão de ser considerados com a mesma importância. Tendo por base este aspecto, o estudo apresentado em [3] mostra que, principalmente na zona de reacção, o número de Damköhler2 é da ordem da unidade e que terão de ser aplicados modelos de cinética química conjuntamente com modelos de turbulência para prever numericamente este tipo de escoamento reactivo. Na sequência de vários estudos experimentais foram feitas simulações numéricas, e.g. [12, 29, 30]. É, no entanto, mais ou
2
Número de Damk¨ohler, Da:
Da =τt
τc
(1.13)
menos consensual que os modelos numéricos associados à formação/destruição de NO podem ser melhorados, a fim de se obter uma maior concordância entre as simulações numéricas e os resultados experimentais [3, 28, 21]. Verifica-se que os conceitos fundamentais que regem a mistura e as reacções químicas na zona de reacção são ainda parcialmente desconhecidos, o que constitui um obstáculo à potencial aplicação deste regime aos diversos sectores industriais.
O regime de combustão sem chama vísivel é um processo de combustão muito promissor para a indústria. Nessa perspectiva, têm sido realizados estudos experimentais e numéricos em for-nalhas de grandes dimensões [7, 10, 31, 32] no intuito de se avaliarem as vantagem inerentes à sua implementação. A homogeneização e atenuação dos máximos de temperatura mostraram ser uma mais valia nos grandes fornos da indústria vidreira e metalúrgica. Os trabalhos apre-sentados em [21, 30] mostraram que, no processo de combustão sem chama visível, o fluxo de calor é mais homogéneo no interior destes grandes fornos, que as poupanças de energia são con-sideráveis e que a emissão de poluentes é significativamente reduzida [33, 34]. Outros estudos envolveram a aplicação de combustíveis de diferentes composições, tendo-se verificado que este regime poderá ser aplicado a combustíveis com baixo poder calorífico (como o biogás [35]) e a combustíveis com elevados teores de azoto (como o carvão [33]), reduzindo as emissões de NOx
entre 20 e 50%. Em [33] é ainda evidenciada a redução da concentração de oxigénio necessária na combustão oxy-fuel, de 17 para 15%, em condições de elevadas taxas de mistura no inte-rior da câmara como resultado directo da aplicação do regime de combustão sem chama visível.
Uma outra aplicação promissora deste regime de combustão diz respeito às turbinas a gás que, dada a sua ampla utilização na geração de energia eléctrica a nível mundial, torna a sua exploração menos poluente, mais eficiente e, por isso, menos controversa do ponto de vista ambiental. Nesta perspectiva, foi também estudado o funcionamento deste regime de com-bustão em condições aproximadas às de funcionamento das turbinas a gás [3, 18, 36]. Em relação às fornalhas, as turbinas a gás requerem pressões de serviço e densidades de potên-cia mais elevadas, não obstante, a geometria assopotên-ciada a esta tecnologia ser substanpotên-cialmente mais complexa. Os estudos desenvolvidos, e.g. [37], mostraram que, mesmo nestas condições, as principais características do regime são mantidas, nomeadamente a redução de poluentes (NOx) e a optimização da acústica da câmara de combustão, que se torna particularmente importante na extensão do tempo de vida dos componentes mecânicos dos sistemas de
com-bustão.
1.3
Presente contribuição
O regime de combustão sem chama visível está ainda longe de estar totalmente compreendido. Actualmente, uma das questões mais pertinentes está relacionada com a necessidade de se pré-aquecer a câmara de combustão antes de se poder estabelecer este regime de combustão. Os diferentes estudos disponíveis na literatura implicam um pré-aquecimento da câmara de combustão para que esta possa operar no regime de combustão sem chama visível. No en-tanto, esta limitação parece pouco razoável no âmbito das aplicações industriais, uma vez que, muitas vezes, está associada ao recurso a queimadores adicionais. Como foi referido, para se atingir este regime, as taxas de recirculação deverão ser elevadas, o que requer frequentemente velocidades de injecção dos reagentes elevadas. Estas velocidades elevadas tornam o processo de combustão instável, durante a fase de pré-aquecimento da câmara de combustão. A menos que a área de entrada dos reagentes seja variável, um queimador projectado para operar em flameless não é indicado para pré-aquecer a câmara de combustão.
Este estudo compreende o projecto de um novo queimador, o qual, em conjunto com as carac-terísticas aerodinâmicas da câmara de combustão utilizada, possibilita o pré-aquecimento da câmara em regime de combustão convencional e permite, subsequentemente, operar a câmara de combustão no regime de combustão sem chama visível.
Estes dois regimes de combustão são examinados com recurso não só a métodos experimentais convencionais, mas também a métodos não intrusivos, nomeadamente aquisição de imagens de quimiluminiscência dos radicais OH. Neste contexto, as contribuições específicas do presente trabalho são:
• Avaliação das emissões de poluentes, em particular de NOx e CO, para diferentes condições de temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão e do excesso de ar;
• Estudo da influência da temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão e do excesso de ar na distribuição e concentração dos radicais OH no interior da câmara de combustão, através das imagens de quimiluminiscência dos radicais OH;
ar no regime de combustão para 3 condições experimentais distintas através do estudo da distribuição interna da temperatura e das concentrações das principais espécies químicas.
1.4
Estrutura da dissertação
A tese está organizada em quatro capítulos dos quais o actual constitui a introdução. O capítulo 2 descreve a instalação experimental e as técnicas de medida, incluíndo as incertezas experimentais e o procedimento experimental. O capítulo 3 apresenta e discute os resultados experimentais. Finalmente, o capítulo 4 resume as principais conclusões deste trabalho e lista um conjunto de sugestões para trabalhos futuros.
Instalação experimental e técnicas de
medida
2.1
Instalação experimental
O presente estudo foi desenvolvido no Laboratório de Combustão do Departamento de En-genharia Mecânica do Instituto Superior Técnico. A figura 2.1 mostra esquematicamente a instalação experimental. As secções seguintes descrevem em detalhe as várias partes da instalação, nomeadamente a câmara de combustão e o respectivo queimador, o circuito de combustível, o circuito de ar e ainda o sistema de exaustão.
2.1.1 Câmara de combustão e queimador
Uma parte importante deste trabalho envolveu o projecto e a construção de um novo queimador, mostrado na figura 2.2. No novo queimador, quer a admissão de ar e combustível quer a ex-austão dos produtos de combustão estão localizadas na mesma face da câmara de combustão. Esta é uma característica importante que distingue este trabalho de outros (em curso ou já realizados) no presente laboratório [38, 39, 40].
As medidas de referência para o novo queimador foram as da câmara de combustão já existente de trabalhos anteriores. A câmara é constituída por um vidro de quartzo cilíndrico com um diâmetro de 100 mm e um comprimento de 320 mm. Como pode ser observado na figura 2.2, a câmara de combustão está disposta na vertical, estando a admissão de ar e combustível, bem como a exaustão dos produtos de combustão, localizadas no topo da câmara de combustão.
Figura 2.1: Representação esquemática da bancada experimental.
A base da câmara de combustão é fechada, contendo apenas uma calha com um furo de 11 mm de diâmetro para possibilitar a entrada quer das sondas quer do mecanismo de ignição. Durante os ensaios, a câmara de combustão foi isolada (ao longo do seu comprimento) com 30 mm de espessura de lã de vidro para minimizar as trocas de calor com a envolvente.
A figura 2.3 mostra o interior do topo da câmara de combustão. O queimador tem um orifício central com 4 mm de diâmetro por onde é injectado o combustível. Concêntricos a este existem dois anéis com espessura de 2 e 7,5 mm respectivamente. O anel mais interior, e portanto mais próximo da entrada de combustível, é destinado à injecção do ar, enquanto a exaustão dos gases de combustão é feita pelo anel mais exterior. Esta geometria axissimétrica permite, por um lado, a simplificação de uma futura simulação computacional e, por outro lado, a economia de pontos de medição das várias grandezas, dada a axissimetria do escoamento.
Os apêndices A e B apresentam respectivamente os detalhes do projecto do queimador e os desenhos técnicos dos componentes da câmara de combustão.
Figura 2.2: Vistas da câmara de combustão.
2.1.2 Circuito de combustível
O combustível usado neste trabalho foi o gás natural, cuja composição química é apresentada na tabela 2.1.
Gás Natural (% volume)
CH4 C2H6 C3H8 C4H10 C5H12 C6H14 N2 C02 He 83,7 7,6 1,9 0,7 0,2 0,1 5,4 0,2 0,2 Tabela 2.1: Composição química do gás natural da rede do IST.
O fornecimento de gás natural foi feito através da rede interna do IST, com uma pressão de serviço de 21 mbar acima da pressão atmosférica. A pressão disponível na rede permite uma potência máxima do queimador de cerca de 8,3 kW. Por simplicidade, e antevendo possíveis oscilações na rede de abastecimento de gás natural, o estudo foi efectuado para uma potência nominal de 8 kW.
À saída da rede a linha de gás natural possui uma válvula de segurança e a jusante desta um manómetro, ao qual está associado a válvula de controlo do caudal do gás natural. O circuito termina com a entrada de combustível na câmara de combustão, como mostra a figura 2.4.
Figura 2.3: Vista interior do topo da câmara de combustão. (1) Exaustão; (2) entrada do oxidante; (3) entrada de combustível; (4) e vidro de quartzo.
2.1.3 Circuito de ar
O compressor fornece o ar ao circuito à pressão de 10 bar. A seguir ao compressor, próximo da instalação experimental, está montado um redutor de pressão que estabiliza a pressão a 2 bar. Este redutor de pressão permite anular as oscilações de pressão causadas pelo normal funciona-mento do compressor, garantindo que a jusante não existem oscilações na pressão/caudal de ar injectado na câmara de combustão. A seguir ao redutor de pressão há uma válvula de reg-ulação de caudal de ar associada a um rotâmetro. A jusante está montado um pré-aquecedor com uma potência de 27 kW. O ar (com ou sem pré-aquecimento) é admitido na câmara de combustão através do injector do queimador. A ligação entre o pré-aquecedor e o injector é de tubo aço inoxidável, considerando as elevadas temperaturas tanto do ar de admissão como do ar nas proximidades da câmara de combustão, figura 2.4.
2.1.4 Sistema de exaustão
Os gases de combustão são colectados num tubo de aço inoxidável flexível que, por sua vez, está conectado a um sistema de lavagem de gases. O sistema de lavagem dos gases de exaustão compreende a passagem destes através de um jacto de água sendo, posteriormente, evacuados
Figura 2.4: Vista exterior de parte do topo da câmara de combustão. (1) Entrada de ar no queimador; (2) entrada de combustível no queimador; (3) pré-aquecedor; (4) tubo colector de gases da combustão.
através do sistema de exaustão do laboratório. Após o sistema de lavagem, os gases de ex-austão ficam isentos de partículas de maiores dimensões, assegurando-se assim as boas práticas ambientais aquando da libertação destes para a atmosfera.
2.2
Técnicas de medida
2.2.1 Temperatura
A medição de temperatura através de termopares faz-se recorrendo ao efeito de Seebeck. O efeito de Seebeck ocorre quando um fio condutor está sujeito a diferentes temperaturas em cada extremidade, dando origem a um potencial eléctrico. Este potencial eléctrico é função do coeficiente de Seebeck, com as unidades de µV/K, que é uma característica do material. Para se obter a temperatura é necessário criar uma diferença de potencial. Esta diferença de potencial é conseguida com a junção de dois fios condutores (cabeça de termopar) com diferentes coeficientes de Seebeck.
No presente trabalho foram utilizados dois tipos de termopares consoante a gama de tem-peraturas, tal como se apresenta na tabela 2.2.
Tipo E. Positivo E. Negativo Gama de Temp. [oC]
K Cr Al 0-1000
R Pt/13%Rh Pt 0-1700
Tabela 2.2: Características dos termopares usados no presente estudo.
A figura 2.5 mostra esquematicamente o termopar tipo R usado nos ensaios.
Figura 2.5: Representação esquemática do termopar tipo R.
2.2.1.1 Incertezas experimentais
O uso de termopares e os erros associados a este método de medição de temperatura têm sido amplamente estudados [41]. A maior parte dos erros associados aos termopares resultam das trocas de calor que ocorrem de e para o termopar, nomeadamente por radiação e condução. Os termopares usados no presente trabalho possuíam diâmetros pequenos, na ordem de 76 µm. As trocas de calor por radiação entre o meio envolvente e o termopar podem considerar-se diminutas, assumindo que as perdas associadas à dimensão da cabeça do termopar prevalecem
sobre as perdas associadas ao seu não revestimento. O revestimento do termopar aumenta a superfície e, por conseguinte, as trocas de calor por radiação tornam-se maiores.
No que respeita aos erros associados à condução de calor, os estudos mostram que estes erros são sistemáticos na presença de gradientes de temperatura elevados, tornando-se, porém, in-significantes se a razão entre o comprimento do termopar e o seu diâmetro for superior a 200 [41]. Neste estudo foram usados termopares com 76 µm de diâmetro e comprimento de cerca de 12 mm (por limitações da câmara de combustão). Apesar da razão comprimento/diâmetro ser ligeiramente inferior a 200 no presente caso, os erros associados às trocas de calor por condução consideram-se pouco significativos.
A par dos erros associados às trocas de calor encontram-se também os erros associados à in-terferência do termopar com o escoamento e com os gases de combustão, nomeadamente ao nível aerodinâmico e químico. Quanto à aerodinâmica global, o termopar poderá criar um su-porte para a estabilização da chama, o que não se verificou no presente trabalho. No aspecto químico, a atmosfera de gases circundantes poderá induzir o efeito catalítico na cabeça do termopar levando à ocorrência de erros sistemáticos. Estes efeitos são, no entanto, significati-vamente inferiores aos produzidos pelas trocas de calor por radiação e, como tal, supostamente marginais no presente trabalho.
2.2.1.2 Procedimento experimental
• Distribuição espacial de temperatura:
As medidas de temperatura no interior da câmara de combustão foram obtidas com o auxílio do termopar tipo R, descrito anteriormente. Uma vez alinhado o eixo do furo existente na calha deslizante (apêndice B) com o eixo da câmara de combustão, foi introduzido o ter-mopar na posição 1, assinalada na malha da figura 2.6. Nesta posição, a cabeça do terter-mopar dista 10 mm do topo da câmara estando alinhada com a entrada de combustível. Após a estabilização das condições de funcionamento da câmara de combustão foi obtida a temper-atura média local com o auxílio do sistema de aquisição de dados. O termopar foi depois deslocado na vertical para o ponto 2, que dista 20 mm do ponto 1, como se apresenta na figura 2.6, repetindo-se o procedimento. Como mostra a figura 2.6, optou-se por uma malha não homogénea uma vez que, analisados os resultados da quimiluminiscência do OH, já existia um
conhecimento prévio da localização aproximada da zona de reacção no interior da câmara de combustão. Associando a zona de reacção a um gradiente de temperaturas e de concentrações de espécies químicas mais intenso, seria expectável que afastados dessa zona de reacção os per-fis fossem mais homogéneos e suaves. Nesta perspectiva, os 9 primeiros pontos distam entre si 20 mm e os últimos 4 pontos, já fora da zona de reacção, distam 34 mm.
O procedimento experimental acima descrito foi repetido para os vários perfis axiais espaçados entre si 10 mm, como representado na figura 2.6. Para cada condição de operação da câ-mara de combustão, foram registadas as temperaturas médias locais em cada ponto da malha, obtendo-se a distribuição espacial da temperatura. Foram ainda registadas as temperaturas da parede da câmara de combustão no topo e na base, fazendo uso do termopar tipo K.
Refira-se ainda que durante o procedimento experimental foi necessário garantir o isolamento do furo por onde passava a sonda de termopar. Uma vez que o diâmetro do tubo cerâmico da sonda de termopar (6 mm) é significativamente inferior ao diâmetro do furo (11 mm), colocou-se lã de vidro com o efeito de “tampão” no espaço vazio.
2.2.2 Espécies químicas gasosas
A medição das concentrações das espécies químicas gasosas implica a recolha de uma amostra de gases do local em estudo, o seu transporte e a sua análise. Neste trabalho experimental, a recolha da amostra foi feita com o auxílio de uma sonda com arrefecimento convectivo indirecto a água, como esquematizada na figura 2.7. O tubo central recolhe a amostra, arrefecendo-a ao longo do seu comprimento com o auxílio da água que circula nos tubos concêntricos. A sonda usada tem como principal premissa o arrefecimento da amostra imediatamente após a entrada. A diminuição da temperatura garante o congelamento das reacções químicas, conservando-se assim a composição química do local de onde a amostra foi retirada.
A figura 2.7 mostra o desenho da sonda usada para a obtenção das amostras de gás. Uma vez recolhida a amostra esta terá de ser transportada até aos analisadores. Na ligação até aos analisadores as temperaturas atingem valores inferiores a 100oC, pelo que há condensação da água dos produtos de combustão ao longo da linha.
Figura 2.7: Representação esquemática da sonda para recolha da amostra de gás.
O sistema de amostragem é constituído por um condensador de serpentina e um reservatório com sílica de modo a condensar toda a água da amostra. A amostra é ainda limpa ao passar pelos filtros de algodão, chegando aos analisadores seca e livre de impurezas.
A tabela 2.3 apresenta as características principais dos analisadores usados neste trabalho. Antes e após cada sessão experimental os analisadores são calibrados. Inicialmente os val-ores da concentração de O2, CO, CO2, HC e NOx são ajustados a zero, fazendo passar azoto
puro através dos analisadores. Em seguida, a concentração de O2 é ajustada de acordo com a respectiva percentagem no ar atmosférico (20,9% em volume), enquanto para as restantes espécies químicas se faz passar, através dos analisadores, misturas-padrão de CO, CO2, HC e
NOx. A tabela 2.4 apresenta as misturas padrão utilizadas no presente estudo.
2.2.2.1 Incertezas experimentais
As incertezas experimentais associadas à medição das concentrações das espécies químicas prendem-se com: (1) a eficiência do arrefecimento da amostra imediatamente a jusante da entrada na sonda; (2) a possível dissolução de algumas espécies químicas na água condensada ao longo da linha e (3) aerodinâmica e trocas de calor entre a sonda e a envolvente.
Espécie química Analisador Método de análise Gama de medida
O2 Horiba Paramagnetismo 0-25%
Modelo CMA-311 A
CO2 Horiba, Não-dispersivo infravermelhos 0-15% Modelo CMA-311 A
CO Horiba Não-dispersivo infravermelhos 0-1000 ppm Modelo CMA-311 A
NOx Horiba Quimiluminiscência 0-100 ppm Modelo CLA-510 SS
HC Amluk Ionização de chama 0-1000 ppm Modelo FID E 2020
Tabela 2.3: Analisadores usados no presente trabalho.
Espécie química Concentração O2 0; 20,9%
CO2 0; 12%
CO 0; 100 ppm NOx 0; 150 ppm
HC 0; 80 ppm (C3H8)
sonda foi projectada de acordo com [42].
No que respeita à dissolução de algumas espécies químicas na água condensada ao longo da linha, poderá ter existido alguma dissolução, em especial de NO2, uma vez que a linha não era
aquecida. No entanto, estudos desenvolvidos por [43] mostram que os erros associados a esta problemática podem ser considerados desprezáveis para condições semelhantes às do presente estudo.
Por último, o uso de métodos intrusivos no interior da câmara de combustão poderá interferir com as características reais do escoamento. Em relação à aerodinâmica, estudos efectua-dos por [42] preveêm que o escoamento é perturbado de forma marginal pela introdução da sonda. No entanto, as trocas de calor entre a sonda e os gases provocam alterações locais da temperatura, podendo originar erros na determinação da concentração das espécies químicas. Contudo, as trocas de calor ocorrem a jusante do ponto de recolha e, por isso, os erros associ-ados consideram-se baixos. Adicionalmente considera-se que as elevadas taxas de mistura do escoamento dissipam por todo o volume da câmara o efeito de possíveis perturbações locais. Por tudo o que foi referido, os erros deverão ser aqui pouco significativos.
2.2.2.2 Procedimento experimental
• Composição química dos gases de exaustão:
A composição química dos gases de exaustão foi obtida para diferentes condições de op-eração da câmara de combustão. Os parâmetros estudados foram o pré-aquecimento do ar de combustão, Taq, e o coeficiente de excesso de ar, λ, para uma potência constante
de 8 kW.
A sonda (figura 2.7) foi introduzida no tubo colector de gases de exaustão a jusante da exaustão da câmara de combustão. Optou-se por este procedimento, dado que o acesso imediatamente à saída da exaustão da câmara de combustão era impossível. Este facto, todavia, não introduz erros adicionais, uma vez que os resultados da composição dos gases de exaustão não implicam a recolha da amostra num local específico (como no caso das medidas internas das concen-trações de espécies químicas). Ainda em relação ao local de onde a amostra foi retirada, a homogeneização dos gases de exaustão fica garantida não só por construção da câmara mas
também pelo afastamento do local da recolha em relacção à zona de reacção.
Após a colocação da sonda, a amostra é recolhida com o auxílio do sistema de amostragem, o qual inclui uma bomba de sucção, sendo direccionada para os analisadores. Os ensaios iniciaram-se mantendo a entrada do ar à temperatura ambiente, fazendo-se variar o coeficiente de excesso de ar através da variação de caudal de ar. O procedimento foi o mesmo para cada condição de Taq, aferindo-se a gama de valores de coeficiente de excesso de ar para os quais era possível operar o queimador até à extinção. Para cada par de variáveis, Taq e λ, foram
registadas as concentrações de O2, CO2, HC, CO, e NOx presentes na composição dos gases de exaustão.
• Distribuição espacial das concentrações das principais espécies químicas: A sonda (figura 2.7) foi, à semelhança da operação com a sonda de termopar, alinhada vertical-mente com o eixo da câmara de combustão na posição 1 (malha da figura 2.6). Dada a sucção introduzida pela sonda, os pontos mais próximos da entrada de ar e combustível implicaram cuidados adicionais. A diminuição da temperatura da parede e, por conseguinte, do interior da câmara de combustão levou a que, entre cada ponto da malha nos pontos mais próximos do topo, fosse necessário retirar a sonda do interior e voltar a pré-aquecer a câmara de com-bustão até atingir novamente condições estacionárias. Este procedimento foi imprescindível nas condições com coeficiente de excesso de ar mais elevados.
Conhecidas estas dificuldades adicionais, o procedimento é em tudo idêntico ao descrito para a medição da distribuição espacial de temperatura no interior da câmara de combustão.
2.2.3 Quimiluminiscência dos radicais OH
Para a recolha das imagens de quimiluminiscência dos radicais OH, no volume da câmara de combustão, foi utilizada uma câmara ICCD - FLAMESTAR II, LaVision - com resolução de 286 ∗ 384 pixels e uma objectiva UV Nikkor, 105 mm, f/4.5 com um filtro, Melles Griot, centrado nos 310 nm; a exposição da câmara foi de 10 µs.
No interior da câmara ICCD existe uma placa de aquisição de sinal, altamente sensível, que permite captar as intensidades luminosas. Esta informação é guardada numa matriz cuja dimensão [m * n] corresponde ao número de pixels de resolução da placa de aquisição (286
∗ 284). Após obtida esta matriz [m * n], é aplicada a transformada inversa de Abel, que está associada à transformação de Radon. Uma vez que a chama é axissimétrica, foi apenas necessário obter a informação da quimiluminiscência dos radicias OH segundo uma orientação da câmara ICCD em relação à câmara de combustão. Caso contrário seriam necessárias “n” matrizes segundo “n” orientações da câmara ICCD relativamente à câmara de combustão.
Em [44] são apresentados e descritos os métodos de inversão da transformada de Abel que estiveram na base do programa de computador usado para a obtenção das imagens da quimi-luminiscência dos radicais OH.
2.2.3.1 Procedimento experimental
Uma das principais preocupações destes ensaios foi o correcto posicionamento da câmara ICCD relativamente à câmara de combustão, uma vez que o posterior tratamento de dados depende fortemente deste factor. A câmara ICCD possui 6 graus de liberdade, nomeadamente 3 graus de liberdade segundo os eixos xx, yy e zz e 3 graus de liberdade de rotação relativamente a cada um destes eixos.
Com o auxílio de um tripé, a câmara ICCD foi posicionada em profundidade, de acordo com a figura 2.8, a ≈ 1,5 m de distância do eixo da câmara de combustão. Esta distância com-preende a distância entre a placa de aquisição de sinal no interior da câmara ICCD e o eixo da câmara de combustão. O posicionamento vertical e horizontal (segundo yy e zz da figura 2.8) foi feito tendo presente a localização aproximada da zona de reacção. Por fim, os três graus de liberdade de rotação da câmara foram ajustados com o auxílio de um nível de bolha colocado no topo da câmara. Todo este processo de posicionamento da câmara teve como auxílio as im-agens captadas por esta em tempo real. Após o correcto posicionamento da câmara, foi ligado o sistema de refrigeração, aguardando-se até à estabilização da temperatura interna da câmara ICCD a 5oC. Em seguida, foi montado o filtro centrado no comprimento de onda de 310 nm. As condições de funcionamento da câmara ICCD foram testadas num ensaio inicial a fim de se aferir o nível de intensidade que deveria ser usado na captação de sinal. Após determinado o nível de intensidade mais adequado, este foi mantido constante em todos os ensaios seguintes. A tabela 2.5 resume as condições de operação da câmara de combustão utilizadas nos ensaios. Para as condições Ai e Bi foi mantido o valor de λ = 1,4 e 2,0 respectivamente, fazendo-se
1.5 m
Câmara de Combustão
Câmara ICCD
Aquisição de Dados
Imagem Real no computador x
y
z
Profundidade da Câmara
250mm
Figura 2.8: Representação esquemática do posicionamento da câmara ICCD
λ Taq [K] 1,30 1,40 1,5 1,6 2,00 2,4 300 K1 A1 - - B1 -500 - A2 - - B2 -600 C1 - C2 C3 C4 C5 700 - A3 - - B3 -800 - A4 - K2 B4 K3
Tabela 2.5: Condições usadas nos ensaios para recolha de imagens de quimiluminiscência dos radicais OH.
variar o valor de Taq entre 300 e 800 K. Na condição Ci o valor de Taq = 600 K foi mantido constante, fazendo-se o estudo da variação de λ. Ao longo dos testes Ai e Bi o caudal de ar
injectado no interior da câmara de combustão manteve-se constante, ajustando-se apenas o valor de Taq no pré-aquecedor. Para cada condição experimental garantiu-se a estabilização
da temperatura na parede da câmara de combustão, procedendo-se a posteriori à captação de sinal através da câmara ICCD. Na condição Ci, o valor de Taq foi mantido constante,
fazendo-se apenas variar o caudal de ar injectado. Em simultâneo com a captação das imagens da quimiluminiscência do radicais OH, foram também registados (em cada condição) os valores na exaustão das concentrações das principais espécies químicas, assim como as temperaturas na parede da câmara de combustão. O valor de λ foi corrigido em cada condição, observando-se a concentração de O2 na exaustão.
Os dados obtidos resultaram da média de um total de 300 imagens sendo depois armazenados em ficheiros com extensão TXT, para cada condição de operação. A média de 300 imagens foi comparada (no ensaio teste) com a média de 500 imagens, verificando-se que o perfil de intensidades obtido era igual, não existindo perda de informação.
Durante os ensaios foi necessário corrigir a posição vertical da câmara ICCD, uma vez que era notório o deslocamento da zona de reacção em relação ao centro da imagem captada. Para estes casos fez-se o ajustamento da posição, registando-se o deslocamento da câmara ICCD relativamente à sua posição inicial. Finalizados os ensaios foi feita a fotometria da imagem.
Em relação às condições de luminosidade no interior do laboratório, os testes foram realizados ao final da tarde, a fim de se reduzir a entrada de luz natural; as luzes mantiveram-se apagadas no decorrer dos ensaios.
Apresentação e discussão de resultados
Este capítulo apresenta e discute os resultados obtidos, os quais permitem quantificar o efeito da temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão, Taq, e do coeficiente de excesso de ar, λ, ao qual está associado uma variação na velocidade de entrada do ar de combustão, va.
3.1
Procedimentos e condições de operação da câmara de
com-bustão
O pré-aquecimento da câmara de combustão era iniciado com uma potência térmica de aprox-imadamente 6 kW, sendo esta potência aumentada gradualmente até à potência nominal de 8 kW. O ar de combustão era injectado a 300 K, não se tendo detectado problemas ao nível da instabilidade da chama em todo o processo de combustão. O pré-aquecimento da câmara de combustão, desde a temperatura ambiente até temperaturas de cerca de 850oC na parede, demorava cerca de uma hora e trinta minutos, podendo ser mais rápido se se pré-aquecesse o ar de combustão.
Na fase de pré-aquecimento da câmara de combustão, para valores de λ relativamente baixos e temperaturas de pré-aquecimento do ar de cerca de 300 K, a chama encontrava-se ligeiramente afastada do queimador, tinha uma coloração azulada e uma forma anular (figura 3.1). Para estas circunstâncias observou-se um escoamento azulado na direcção da exaustão, indicando uma baixa eficiência da combustão. A posteriori, através das medidas de concentração de espé-cies químicas na exaustão, confirmaram-se elevadas emissões de hidrocarbonetos na exaustão
para valores de λ até ≈ 1,3. Estas emissões resultam das relativamente baixas velocidades de entrada do ar (inferiores a 25 m/s), associadas a estas condições de operação. A quantidade de movimento do jacto de ar não era suficientemente elevada para impedir que o sistema de exaustão arrastasse parte do combustível na corrente dos gases de exaustão.
Figura 3.1: Aspecto da chama durante a fase de pré-aquecimento (lado esquerdo) e para uma condição nominal (lado direito) da câmara de combustão.
Assim, em termos de excesso de ar, considerou-se como limite inferior de operação λ = 1,3. Verificou-se, ainda, uma atenuação gradual da intensidade luminosa da chama para valores crescentes de λ, sendo esta praticamente invisível em determinadas condições como mostra a figura 3.2. A atenuação da intensidade luminosa da chama foi também acompanhada por uma acentuada diminuição de ruído para valores de λ relativamente elevados, para cada condição de temperatura de pré-aquecimento do ar. Estas duas características resultam da mudança de regime de combustão, tal como discutido ao longo deste capítulo. A tabela 3.1 apresenta os limites de operação em termos de excesso de ar da câmara de combustão. Foi considerado como limite inferior o valor de λ = 1,3 pelas razões atrás referidas. Como limite superior de
Figura 3.2: Aspecto da chama para duas condições de operação: lado esquerdo, λ = 1,3 e Taq = 600 K; lado direito: λ = 2,6 e Taq = 600 K. Potência térmica em ambos os casos = 8 kW.
operação da câmara de combustão considerou-se o valor de λ = 3,8, uma vez que para valores mais elevados de λ as temperaturas adiabáticas de chama seriam muito baixas e com pouco significado no âmbito deste trabalho. Verificou-se, contudo, que para condições de Taq = 700 K e Taq = 800 K, o limite de extinção pobre da chama era superior a λ = 3,8.
Taq [K] λ va [m/s] Rear (x10E-04) CO [ppm@15% O2] NOx [ppm@15% O2] 300 1,3 - 2,1 30 - 46 2,10 - 3,28 0 - 1 1 - 15 400 1,3 - 3,1 38 - 91 1,61 - 3,90 1 - 30 2 - 20 500 1,3 - 3,2 48 - 119 1,39 -3,49 1 - 10 2 - 25 600 1,3 - 3,2 58 - 143 1,24 - 3,07 1 - 3 2 - 35 700 1,3 - 3,8 68 - 195 1,14 - 3,23 1 - 3 4 - 38 800 1,3 - 3,8 78 - 222 1,06 - 2,96 1 - 5 9 - 61
Vel. GN: 17,7 m/s; Potência: 8 kW; Pressão: 1 atm
Tabela 3.1: Condições de operação em termos de excesso de ar da câmara de combustão.
Como apresentado na tabela 3.1, os ensaios experimentais foram realizados para uma gama de temperaturas de pré-aquecimento do ar entre 300 e 800 K. Para a menor temperatura de pré-aquecimento do ar, Taq = 300 K, verifica-se que os limites de operação do queimador estão
associados ao intervalo mais baixo de velocidades do jacto de ar, 30 ≤ va≤ 46 m/s. À medida que Taqaumenta, o intervalo alarga; admitindo para Taq = 800 K velocidades de entrada de ar
superiores, 78 ≤ va ≤ 222 m/s. Este resultado está também implícito nos valores do número de Reynolds1 do jacto de ar, o qual é função da velocidade do jacto de ar e da massa volúmica do ar. O aumento da gama de velocidades de entrada do ar está directamente relacionado com aumento dos valores de λ. O facto de se pré-aquecer o ar de combustão e (como será discutido adiante) existir uma forte recirculação de gases de combustão no interior da câmara de combustão promove uma melhor estabilização e homogeneização da zona de reacção, tanto temporal como espacialmente, permitindo atingir regimes de combustão substancialmente mais pobres.
1
O número de Reynolds é definido de acordo com:
Rear=
v.ρ.D
µ (3.1)
