SIMULAÇÃO NUMÉRICA DOS PROCESSOS DE COMBUSTÃO DE COMBUSTÍVEIS GASOSOS: GÁS DE GASEIFICAÇÃO DE RESÍDUO DE BIOMASSA
(C7H8+CH4+H2+CO+HCN)
NUMERICAL INVESTIGATION OF THE COMBUSTION PROCESSES OF LEATHER RESIDUALS GASIFICATION FUEL GAS (C7H8+CH4+H2+CO+HCN)
Anderson José ANTONIETTI 1
Cristiano Vitorino da SILVA 2
Resumo
O presente trabalho é um estudo numérico do processo de combustão de gás de gaseificação de resíduo de couro, com o objetivo de aumentar a eficiência do processo de queima do gás combustível. A energia térmica produzida no processo pode ser usada para geração de energia térmica, propriamente dita, ou elétrica, para uso na própria planta industrial de manufatura de couro. Contudo a queima direta do gás de resíduo de couro nas câmaras de combustão não é um processo simples. Uma alternativa para o aproveitamento desse resíduo consiste num processo prévio de gaseificação dessa biomassa, onde ocorre a separação dos materiais voláteis e os produtos da combustão incompleta, para uso posterior como combustível em uma caldeira ou motor de combustão interna, por exemplo. Outro problema relacionado com a queima do gás produto da gaseificação do couro é a liberação de gases nocivos para o meio ambiente, fruto da composição química desse combustível. Esses gases nocivos são remanescentes do tratamento químico empregado na manufatura do couro, como cianetos, hidrocarbonetos (tolueno), cromo e outros gases tóxicos (monóxido de carbono e NOx) que devem ser totalmente consumidos no processo de combustão, ou ter sua produção minimizada, com a finalidade de reduzir as emisões de poluentes para a atmosfera. Assim, de modo a reforçar a compreensão dos processos de combustão, foi realizado um estudo de simulação numérica do escoamento reativo num combustor para avaliar as trocas térmicas e as taxas de reações químicas no processo, bem como o campo de velocidades e de radiação térmica no equipamento. Para isso o software comercial de CFD, CFX © Ansys Inc., foi utilizado. Esse tipo de ferramenta computacional possibilita alcançar bons resultados a um baixo custo de forma muito ágil. Além disso, com os avanços da tecnologia computacional, já é possível prever com maiores detalhes a solução do problema, obtendo soluções mais próximas das condições de operação real do equipamento.
Palavras-chave: Couro, CFD, Combustão, Volumes Finitos, Energia
ABSTRACT
This work presents a numerical study of combustion process of leather residual gasification
[1]
Universidade Regional Integrada do Alto Uruguai e das Missões – URI. Av. Sete de Setembro, 1621, CEP 99700-000, Erechim, RS – Brasil. andernietti@yahoo.com.br
[2]
Universidade Regional Integrada do Alto Uruguai e das Missões – URI. Av. Sete de Setembro, 1621, CEP 99700-000, Erechim, RS – Brasil. cristiano@uricer.edu.br
gas, aiming the improvement of the efficiency of the gas burning process as a thermal energy source. The thermal energy produced in this process can be used to generation of energy, thermal and/or electric, for use at the leather industrial plant. However, the direct burn of this leather-residual-gas into the chambers is not a simple process. An alternative to be developed consist in to process this leather residuals by gasification or pyrolysis, separate the volatiles and incomplete products of combustion, for after use as fuel in a boiler. Yet another problem related to the burning of gas-product of leather-gasification is the presence of environment-harmful-gases, remaining of the chemical treatment employed at leather manufacture, as cyanide, hydrocarbons as the toluene, the chrome and other toxic gases, as the carbon monoxide and NOx, that must be either fully consumed in combustion process, or have their production minimized, with the purpose of reduce the emission of pollutants to the atmosphere. At this way, to enhance the understanding of the combustion process and in order to obtain an improved design of this kind of furnace, it was made a numerical simulation study of reactive flow in the chamber, for evaluate the thermal changes, the chemical reactions rates at the process and the flow field as well. The commercial CFD software CFX © Ansys Inc. was used. This kind of computational tool achieves good results at low costs and time. Beyond that, with the improvement of computational technology, is possible to predict large quantities of details, obtaining solutions more close to the actual operation conditions.
Keywords: Leather, CFD, Combustion, Finite Volumes, Energy.
1. INTRODUÇÃO
O desenvolvimento de tecnologias viáveis, a fim de tornar rentável o uso de fontes de energia não convencionais, em substituição aos combustíveis fósseis, é um dos maiores desafios tecnológicos da atualidade. Entre as principais razões associadas estão, o aquecimento global devido às emissões geradas pela combustão de combustíveis fósseis e as reservas finitas desses recursos. Além disso, as usuais disposições dos resíduos de couro em aterros dedicados, até então utilizadas, não estão sendo mais permitidas devido às conseqüências nocivas de contaminação das águas subterrâneas e às emissões de metano pelo processo de decomposição da matéria orgânica. A alocação de grandes áreas de terra para a eliminação de resíduos também é um grande problema emergente. Quanto à queima direta dessa biomassa, trata-se de um processo não muito simples devido às severas exigências técnicas e ambientais.
Bahillo et al. (2004) realizaram estudos experimentais sobre a combustão em leito fluidizado de retalhos de couro. As concentrações de HCN e NH3 foram medidas no núcleo do reator e no gás de
combustão. De acordo com os resultados, as concentrações desses elementos nos gases de combustão na região de saída são muito baixas, sendo elevadas apenas no núcleo do reator. Segundo o autor, a concentração de HCN é consideravelmente maior do que a de NH3 no decorrer
do processo.
Godinho et al. (2006) apresentam a análise experimental de uma planta piloto para o tratamento de resíduos de couro. O objetivo do trabalho foi o de avaliar o desempenho da planta. A unidade dispõe de um reator de gaseificação por estratificação, um reator de oxidação e um sistema de controle de poluição do ar (APC). Os resultados obtidos neste trabalho permitiram concluir que as condições operacionais aplicadas no processo fornecem um baixo grau de oxidação para o cromo presente nos resíduos. Há também uma participação significativa de compostos solúveis em água no material particulado, e a baixa concentração de CO nos gases indica a alta eficiência do processo de combustão. Também, uma significativa redução das emissões de NOx foi obtida, em comparação com os resultados da combustão de resíduos de couro em leito fluidizado. A principal conclusão é
que os resíduos de couro (biomassa) do setor coureiro-calçadista representam uma fonte alternativa para a geração de energia. Em outro trabalho, Shin et al. (2008) apresentam uma investigação sobre as características da combustão desse gás combustível em um incinerador de fusão por pirólise. O estudo visa desenvolver um novo processo de incineração, considerando as características intrínsecas dos resíduos produzidos na Coréia. Os efeitos do ar secundário e terciário no escoamento, a mistura, e as emissões de NOx pela câmara de combustão, foram investigados. O gás de pirolise foi simulado como sendo o propano, uma molécula de tamanho médio entre todos os componentes. O propano foi injetado na câmara de combustão e queimado em várias etapas, distribuindo o ar de combustão em entradas de ar primário, secundário e terciário. As temperaturas e gases produtos do processo de combustão foram determinados através da obtenção das distribuições de temperaturas e concentrações das espécies químicas envolvidas, tais como o O2,
CO e NOx. Estes resultados permitiram concluir que a utilização do ar secundário e/ou ar terciário, melhora o processo de combustão e diminui a concentração de NOx significativamente após a injeção de ar terciário.
Salvador et al. (2006) apresentaram um modelo numérico em 2D compilando de forma acoplada as equações para o escoamento, a transferência de calor, transferência de massa e a evolução das reações químicas para simular a combustão num incinerador térmico recuperativo (TRI) utilizado para oxidar os Compostos Orgânicos Voláteis (VOCs) diluído em um escoamento de ar. O software comercial Fluent (Fluent Inc., 1998) foi utilizado. Este modelo foi confrontado com os valores experimentais obtidos em uma unidade piloto altamente instrumentada e em escala semi-industrial, operando sob as mesmas condições da simulação. Os resultados mostram que o modelo desenvolvido é uma boa ferramenta para a análise de processos de combustão e que pode predizer informações importantes sobre o escoamento reativo, a transferência de calor e a formação de poluentes.
Choi e Yi (2000) apresentam um estudo numérico do processo de combustão de Compostos Orgânicos Voláteis (VOCs) em um Regenerador Térmico Oxidante (RTO). Com escoamento constante e instável, as distribuições de temperatura, pressão e composição dos gases de combustão no RTO foram simuladas pela dinâmica de fluidos computacional (CFD), utilizando o software comercial Fluent. A modelagem considera a oxidação do benzeno, do tolueno e do xileno pela RTO, que é constituída por três camadas de cerâmica para aumentar o nível de isolamento.
Este trabalho tem como objetivo o estudo numérico dos processos de combustão de gases produtos da gaseificação de resíduo de couro no interior de fornalhas de geradores de vapor de ciclos térmicos, visando à busca de dados para otimização do processo de combustão e a eliminação de poluentes. Para isso foi usado o software comercial de CFD, CFX © Ansys Europe Ltd. Através deste estudo foi possível obter maiores informações sobre o processo de combustão e levantar novas hipóteses quanto à composição do combustível no que diz respeito à razão de umidade presente no mesmo, visto que o processo de gaseificação é semelhante ao processo por pirólise (queima rica em H2O com pouco O2). Essa análise se torna necessária quando se deseja obter energia a partir do uso
mais eficiente de uma biomassa como combustível, emitindo a menor quantidade possível de poluentes no meio ambiente, além do fato deste combustível ser tratado como uma fonte renovável de energia.
2. FORMULAÇÃO MATEMÁTICA
O procedimento para a obtenção dos resultados é realizado sobre a geometria do reator projetado para queimar gás proveniente da gaseificação de resíduos de couro utilizando ar atmosférico como oxidante. O cálculo procedente consiste em obter as temperaturas, as concentrações das espécies químicas e os campos de velocidades para a mistura de gases, e verificar
as características da geometria do reator sobre o processo de combustão e a formação de poluentes. A reação química do gás produto da gaseificação do resíduo de couro usado neste trabalho é considerada como sendo composta de metano, de monóxido de carbono, de hidrogênio, de cianeto de nitrogênio e de tolueno, modelado segundo as equações globais apresentadas em Westbrook e Dryer (1981). A oxidação do metano é modelada por duas etapas globais de reação química, como segue:
(1)
A oxidação do tolueno também é modelada por duas etapas:
(2)
sendo que a oxidação do monóxido de carbono para as reações acima é modelada por
(3) Para a oxidação do hidrogênio tem-se
(4) A formação de NOx é modelada através de mecanismos de Zeldovich usando dois caminhos
diferentes, o thermal-NO e o prompt-NO, NO, onde o primeiro, que é predominante em temperaturas acima de 1800 K, é dada por um mecanismos composto de três etapas de reações químicas como abaixo.
(5)
(6)
onde em condições próximas a estequiométrica, uma terceira reação também é utilizada
(7)
sendo que as taxas de reação química são previstas pela equação de Arrhenius.
O prompt-NO é formado a temperaturas inferiores a 1800 K, onde os radicais podem reagir rapidamente com o nitrogênio molecular para formar o HCN que pode ser oxidado com o NO, em condições de chama. O mecanismo completo não é simples. No entanto, De Soete propôs uma taxa única de reação para descrever a fonte de NO pelo mecanismo de Fennimore, que é usado neste trabalho. Novamente as equações de Arrhenius são utilizadas para prever as taxas de reação química. Deste modo, a oxidação de HCN, fruto do chamado NOx-Fuel, para formar o NO é representada abaixo:
(8) A oxidação de HCN para consumir NO é
(9) onde a oxidação de HCO é modelada por
(10) sendo que a destruição do NO pelo CH4 é modelada por
(11) Equações de transporte são resolvidas para os escalares do vetor velocidade, para a pressão, a
temperatura e as frações de espécies químicas envolvidas, considerando também a turbulência presente no escoamento.
2.1. Conservação de Massa e Espécies
Cada espécie química tem sua própria equação de conservação de massa considerando as Médias de Reynolds que, para o escoamento incompressível e estacionário pode ser escrita em notação de índices como uma fração da mistura de todos os componentes. Assim, a equação da continuidade pode ser escrita como
(12)
onde , e são respectivamente a massa específica média do componente fluido i na mistura e a massa específica média da mistura, x é a coordenada espacial, e é a velocidade média do componente i na mistura.
A fração de massa do componente i é definida como . Substituindo esta expressão na Eq. (12) e modelando o escoamento pela hipótese da dissipação turbulenta, conclui-se que
(13)
onde está a difusividade cinemática, é a viscosidade turbulenta e é o número Schmidt turbulento. Note que a soma das frações de massa de todos os componentes é igual a unidade. 2.2. Conservação de Momento
Para o escoamento as equações de conservação são dadas por:
onde e é a viscosidade dinâmica da mistura e é a viscosidade turbulenta, definida como . O termo corresponde à mudança de pressão, é uma constante empírica do modelo de turbulência, é a média da pressão da mistura gasosa em dado intervalo de tempo, e é a função delta de Krönecker. é o termo fonte, introduzido para a modelagem do empuxo e das forças de arrasto das partículas, além dos demais termos matemáticos devido aos modelos de turbulência. A aproximação de Boussinesq é usada para representar as forças de empuxo, devido às variações de densidade do fluido.
2.3. O Modelo de Turbulência
As equações para a energia cinética turbulenta, k, e sua freqüência turbulenta, , são:
(15)
(16)
onde , , e são constantes empíricas do modelo de turbulência, e os números de Prandtl para a energia cinética e freqüência turbulenta, respectivamente. é o termo que representa a produção ou a destruição da energia cinética turbulenta.
(17)
2.4. Conservação de Energia
Considerando o transporte de energia devido à difusão de cada espécie química, a equação da energia pode ser escrita como
(18)
onde e são a entalpia média e o calor específico da mistura. O último é dado por , onde e são o calor específico e a fração mássica média das -espécies químicas, k é a condutividade térmica da mistura, é o número de Prandtl turbulento, e e representam as fontes médios devido à transferência de calor por radiação e as reações químicas. O termo pode ser escrito como:
(19) onde é a temperatura média da mistura, e são a entalpia de formação e a temperatura de
referência das -espécies químicas. Para completar o modelo, a densidade da mistura pode ser obtida a partir da equação de estado do gás ideal (Kuo, 1996; CFX Inc., 2004; Turns, 2000),
, onde p é a pressão de operação da câmara de combustão, que para o caso em estudo é definida como igual a 1 atm (Spalding, 1979), e é a massa molecular da mistura. As equações acima mostradas são válidas apenas no núcleo turbulento, onde . Perto da parede, a lei logarítmica de parede é usada (Launder e Sharma, 1974).
Para considerar as trocas térmicas devido à radiação térmica no interior da câmara de combustão, o Discrete Transfer Radiation Model - DTRM é empregado (Carvalho et al., 1991), e que aqui considera o espalhamento como sendo isotrópico. O efeito da dependência do comprimento de onda não é considerado, e o coeficiente de absorção do gás é considerado uniforme dentro da câmara de combustão e seu valor é de 0,5 m-1. Então, a Equação de Transferência Radiativa - RTE pode ser integrada no âmbito da sua banda espectral e uma RTE modificada pode ser escrita como
(20) Na equação acima, é a constante de Stefan-Boltzmann (5,672 x 10-8 W/m2K4), r é a posição
do vetor, s é a direção desse vetor, S é a trajetória percorrida pela radiação, é o coeficiente de absorção, I é a intensidade da radiação total que depende da posição e direção e é o termo fonte de radiação, o qual pode incluir a emissão de radiação de partículas, por exemplo.
2.5. Reações Químicas do Modelo EA (Eddy Breakup - Arrhenius)
O modelo reduzido de reações químicas que é empregado neste trabalho assume taxas finitas de reações químicas para processo de combustão turbulenta dos voláteis. Somado a isso, um modelo combinado para o processo de oxidação das espécies químicas que considera queima em pré-mistura e difusiva, ocorre em duas etapas de reações químicas globais, e envolve as seguintes espécies: oxigênio, tolueno, cianeto de nitrogênio, HCO, metano, hidrogênio, nitrogênio e vapor de água, dióxido de carbono e monóxido de carbono. Uma equação de conservação é necessária para cada espécie, com exceção do nitrogênio. Assim, temse a equação de conservação para as -espécies químicas, dada pela Eq. (13), onde o termo fonte, considera a taxa média volumétrica de formação ou destruição das -espécies químicas em todas as reações químicas. Este termo é calculado a partir da soma das taxas volumétricas de formação ou destruição de todas as k-reações onde as -espécies estão presentes, . Assim, .
A taxa de formação ou destruição, , pode ser obtida a partir da taxa cinética de Arrhenius, ou com as equações de Magnussen (Eddy Breakup) que levam em conta o efeito da turbulência (Magnussen e Hjertager, 1976), ou uma combinação das duas formulações, o chamado Modelo de Arrhenius-Magnussen (Eaton et al., 1999; CFX Inc., 2004). Essas relações são adequadas para uma ampla gama de aplicações, como por exemplo, escoamentos laminares ou turbulentos, reações químicas com ou sem pré-mistura. A equação de Arrhenius pode ser escrita como segue:
(21) onde é o expoente da temperatura em cada reação química k, que é obtida empiricamente em
conjunto com a energia de ativação e o coeficiente . é o produtório, é a concentração molar das -espécies químicas, é o expoente de concentração em cada reação k, é a constante universal de gás perfeito, e são a massa molecular e o coeficiente estequiométrico das -espécies nas k-reações químicas.
No-Eddy Breakup, ou modelo de Magnussen, as taxas de reações químicas são baseadas em teorias de dissipação de vórtices na presença de turbulência. Assim, para chamas difusas:
(22)
onde o índice representa o reagente que possui o menor valor de .
Na presença de pré-mistura, uma terceira relação para o modelo Eddy Breakup é necessária. Assim,
(23) onde o índice p representa os produtos gasosos da combustão. A e B são constantes empíricas que
são definidos como 4 e 0,5 (Magnussen e Hjertager, 1976). O modelo de Magnussen, Eqs. (22) e (23), pode ser aplicado tanto a difusão e quanto a chamas pré-misturadas, ou pela situação em que ambas as chamas coexistem, sempre considerando a menor taxa de reação química entre as duas formulações.
Finalmente, para o modelo de Arrhenius-Magnussen, obtido pelas Eqs. (21), (22) e (23), a taxa de formação ou destruição de espécies químicas é considerada como o menor valor obtido entre os modelos. Daqui resulta que
(24)
3. DESCRIÇÃO DO REATOR
O reator é composto por quatro segmentos tubulares fabricados de material refratário. Os dois primeiros e o quarto segmento possuem um tubo coaxial externo (camisa) que cria uma região anular onde o ar de combustão é pré-aquecido. A câmara de combustão compreende o primeiro segmento do reator, onde a mistura de ar primário e gás combustível é injetada. O ar secundário é forçado por um ventilador posicionado na parte superior do segundo segmento. O ar secundário para o processo de combustão passa por toda a extensão do segundo segmento, onde sofre um pré-aquecimento, e chega ao primeiro segmento, ou parte exterior da câmara de combustão, onde é injetado na mesma por meio de vários orifícios distribuídos uniformemente em toda a sua extensão. O ar auxiliar que entra na parte inferior do quarto segmento é aquecido na região anular com saídas para os queimadores auxiliares no primeiro e quarto segmentos, onde são pré-misturados com óleo combustível (querosene) durante a inicialização da planta, ou início da queima. Após a ignição, os queimadores auxiliares atuam como alimentadores de ar terciário pré-aquecido.
Figura 1. Disposição geral do reator.
4. DEFINIÇÃO DA MALHA E CRITÉRIO DE CONVERGÊNCIA
O domínio em análise compreende o reator de uma planta de gaseificação/combustão para conversão de biomassa em energia (calor a ser usado num ciclo térmico tipo Rankine): o reator compreende uma tubulação onde ocorre o processo de combustão do gás de gaseificação dos resíduos de couro. A discretização foi realizada usando a técnica de volumes finitos tetraédricos, sendo os volumes prismáticos aplicados apenas nas paredes do reator, a fim de capturar o efeito da camada limite e melhor modelar o problema. A malha foi refinada na região de entrada, correspondente a primeira parte do reator, porém, devido a limitações computacionais, o tamanho da malha aplicada foi de aproximadamente 2,8 x 106 volumes de controle. O critério de convergência adotado foi o RMS – Root Mean Square dos valores residuais, sendo o menor valor adotado igual a 1 x 10-6 para todas as equações.
5. CONDIÇÕES DE CONTORNO
A fim de simular o gás de gaseificação do resíduo de couro, considera-se nos testes aqui estudados um combustível composto de C7H8, H2O, N2, CO, H2, HCN e CH4. A fração mássica
dessas espécies consideradas como constituintes do combustível obtido com a gaseificação são apresentadas no Quadro 1. Considerou-se que o fluxo de massa desse gás seja de 800 kg/h na entrada com temperatura uniforme de 800ºC. Esta temperatura foi ajustada considerando a etapa anterior de aquecimento oriunda do processo de gaseificação, não estudado nesse trabalho.
Componentes Fração Mássica (kg/kgcomb) Fração (%) Vazão (kg/h) C7H8 0,001 0,10% 0,800 H2O 0,076 7,60% 60,794 O2 - - -N2 0,641 64,10% 512,748 CO 0,032 3,20% 25,597 CO2 0,23 23,00% 183,982 H2 0,007 0,70% 5,599 CH4 0,012 1,20% 9,599 HCN 0,001 0,10% 0,800
Quadro 1. Composição química do gás na entrada.
A composição do ar para o processo de combustão foi a usual, 23% de O2 e 77% de N2. A
temperatura na entrada de ar secundário no reator é a ambiente, considerada igual a 25ºC, a mesma temperatura do ar ambiente ao redor da planta e seu fluxo de massa é 720 kg/h. O ar de entrada nos queimadores auxiliares (ar primário e terciário) é aquecido no pré-aquecedor do segmento quatro e seu fluxo de massa é 90 kg/h para cada queimador. O isolamento utilizado nas paredes do reator foi considerado de condutividade térmica aproximada de 1,4 W/m.K e de densidade 2300 kg/m3. Não foi considerada nesta simulação a resistência térmica das paredes metálicas, pela alta condutividade térmica desse tipo de material e sua pequena espessura.
6. RESULTADOS E DISCUSSÕES
Os resultados foram obtidos por simulação numérica onde se aplicou as equações de conservação de massa e de quantidade de movimento para o escoamento de ar atmosférico, considerando o modelo k-ω para prever a turbulência desse escoamento. O efeito da variação de densidade com a temperatura também é considerado pelo cálculo do empuxo gravitacional. A equação da conservação de energia é resolvida para prever as taxas de transferência de calor e o campo de temperaturas no interior da câmara de combustão. A equação da conservação de espécies químicas também é resolvida juntamente com os modelos de reações químicas, Eddy Breakup e Arrhenius (EBU-A). O modelo de radiação térmica Discrete Transfer Radiation Model - DTRM foi aplicado para possibilitar a análise da influência da radiação no interior do equipamento.
A Fig. 2a mostra o campo de temperaturas no plano longitudinal. A temperatura no núcleo da chama é da ordem de 1770ºC, resultando em maior eficiência de combustão e menos poluentes gerados na combustão do gás combustível. Segundo a Fig. 2b, a maior temperatura nas paredes externas corresponde a parte onde se tem apenas o isolante térmico (segmento 3).
(a) (b)
Figura 2. (a) Campo de temperaturas; (b) Temperaturas nas paredes externas.
A Fig. 3a apresenta a concentração de hidrogênio no mesmo plano longitudinal. Hidrogênio é totalmente oxidado na primeira metade da câmara de combustão do primeiro segmento. O mesmo acontece para o tolueno apresentado na Fig. 3b. Isso leva a conclusão de que o tamanho da câmara de combustão é apropriado para os parâmetros operacionais aplicados.
(a) (b)
Figura 3. (a) Concentração de hidrogênio; (b) Concentração de tolueno.
A Fig. 4 apresenta os perfis de temperatura na câmara de combustão (primeiro segmento), com destaque para o fluxo de ar secundário, que adentra a câmara de combustão pelos orifícios distribuídos na periferia desse segmento do reator. O objetivo principal do fluxo de ar é fornecer oxigênio em excesso para garantir a combustão completa do gás combustível, e também intensificar a mistura ar e combustível, intensificando as taxas de reações químicas. Pode-se observar que o ar entra através dos alimentadores e penetra na região da chama diminuindo a temperatura, mas não desestabilizando a mesma.
Figura 4. Perfis de temperatura na câmara de combustão.
Como observado na Fig. 4, o perfil da chama não é homogêneo ao longo da câmara de combustão, mas concentrado no núcleo. Isso é devido ao escoamento distorcido dos gases na região ascendente da câmara de combustão, determinado pelo projeto inicial do reator. Há também um incremento substancial nas temperaturas do ar secundário ao longo da camisa, assim o ar de maior temperatura é injetado no início do processo de combustão, na região de entrada do primeiro segmento. Isso mantém alta a temperatura da chama e aumenta a eficiência do processo de queima devido à mistura promovida (entrada tangencial) e pelo suplemento de oxigênio no ar aquecido. Observe ainda que a diferença de diâmetros entre os orifícios de entrada do ar secundário pela camisa da câmara de combustão fornece fluxos de massa não uniformes ao longo do trecho.
A Fig. 5 apresenta o fluxo de ar caracterizado por linhas de escoamento na camisa da câmara de combustão, mostrando mais uma vez que a distribuição de ar não seria homogênea devido ao fluxo em espiral. Como conseqüência a mistura e a transferência de calor são aumentadas.
Figura 5. Linhas de corrente do fluxo de ar pré-aquecido na camisa da câmara.
As Figs. 6a e 6b mostram os resultados dos campos de concentração para CO e CH4. Os
resultados das Figs. 3a, 3b, 6a e 6b permitem concluir que todo o combustível é oxidado no primeiro estágio da câmara de combustão (segmento 1) resultando numa chama que ocupa toda a extensão da mesma.
(a) (b)
Figura 6. (a) Concentração de monóxido de carbono; (b) Concentração de metano.
As Figs. 7a e 7b mostram os resultados dos campos de concentração para o oxigênio e vapor d’água. Na Fig. 7a observa-se também que a maior concentração de oxigênio está na entrada de ar primário e desaparece progressivamente ao longo da câmara, pois o oxigênio é consumido pelo processo de combustão.
(a) (b)
Figura 7. (a) Concentração de oxigênio; (b) Concentração de vapor d’água.
As Figs. 8a e 8b mostram respectivamente os perfis de concentração de HCO e N2 ao longo
do reator. A observação simultânea da Fig. 2a (campo de temperaturas) e Fig. 8a (campo de HCO) permite a verificação de que a produção de HCO ocorre nas regiões de temperaturas maiores na câmara de combustão que compreende a extremidade da chama. Pode-se observar também que o HCO é completamente oxidado ao longo da câmara de combustão.
(a) (b)
Figura 8. (a) Concentração HCO; (b) Concentração de nitrogênio.
O campo de concentração de HCN e NOx (Thermal+Prompt+Fuel) são apresentados nas Figs. 9a e 9b. A maior concentração de HCN também se encontra no segmento 1 por ser uma região com alta concentração de hidrogênio (Fig. 3a). No segmento seguinte os produtos da combustão são diluídos com o ar secundário e terciário.
(a) (b)
Figura 9. (a) Concentração de HCN; (b) Concentração de NOx.
A Fig. 9b mostra também que existe uma elevada taxa de formação de NOx ao longo do reator, especialmente na câmara de combustão, onde a temperatura é mais elevada. A Fig. 2a mostra as temperaturas na ordem de 1300 K a 1500 K, altas suficientes para aumentar a produção de NOx pelo mecanismo de Fennimore. Além disso, pode-se observar que as concentrações de HCN e NOx tem uma relação inversa; a concentração de um diminui enquanto a concentração do outro aumenta. O nível maior de excesso de ar e o grande tempo de residência dos gases de combustão no reator também contribuem para a produção do NOx.
O Quadro 2 apresenta a composição química volumétrica dos gases de combustão na saída do reator obtido com as simulações.
Produtos Fração (%) Fração (ppm) Vazão (kg/h) C7H8 0,000000044% 0,00044 0,00000075 CH4 0,00000056% 0,0056 0,0000095 CO 0,000011% 0,106 0,00018 CO2 14,97% 149713,0 254,47 H2 0,00000033% 0,0033 0,0000056 H2O 7,84% 78439,0 133,32 O2 6,22% 62195,90 105,76 NO 0,028% 283,089 0,48 N2 70,93% 709330,0 1205,82 HCO 0,000022% 0,225 0,00039 HCN 0,0038% 38,46 0,065
Quadro 2 – Composição química do gás de saída.
As linhas de corrente que caracterizam todo o fluxo de massa no interior do reator são apresentadas na Fig. 10.
Figura 10 – Linhas de corrente do fluxo de massa em todo o reator.
As Figs. 11a e 11b apresentam os resultados encontrados para a transferência de calor por radiação térmica no interior do reator e exterior da câmara de combustão, região das camisas, respectivamente.
(a) (b)
Figura 11. (a) Radiação na parte interna; (b) Radiação nas paredes externas.
Observa-se que o fluxo de calor por radiação é maior nas áreas onde as temperaturas são mais elevadas (vide Fig. 2a) e que a perda de energia por radiação pelas paredes é maior onde não se tem a presença das camisas (segmento 3 – Fig. 2b).
7. CONCLUSÃO
Analisando os campos de temperatura e concentração, pode-se observar que o ar secundário pré-aquecido melhora substancialmente a eficiência do processo de queima do gás, com aumento de temperatura do gás dentro da câmara. O aumento da temperatura ao longo do reator permitiu a instalação de um pré-aquecedor de ar no segmento quatro, a fim de pré-aquecer o ar primário e terciário, levando a outra melhoria no processo de combustão. Além disso, este segundo pré-aquecedor gera uma quantidade suplementar de ar para o processo de gaseificação desse modo aumentando a eficiência global da planta. Outra importante conclusão é que em adequação às determinações do CONAMA (Conselho Nacional do Meio Ambiente) para os limites de CO, exige-se que um alto valor de excesso de ar exige-seja usado (RESOLUÇÃO CONAMA, 2002), fator que aumenta significativamente a produção de NOx, devido a maior quantidade nitrogênio presente. A radiação térmica sobre as paredes do combustor é maior onde as temperaturas são elevadas, segmento 3, como esperado, causando maior perda de energia para o ambiente externo. Logo, essa região precisará um bom nível de isolamento térmico. O ar procedente das camisas da câmara entra no processo de queima na forma de escoamento em turbilhonar aumentando a transferência de calor das paredes para o ar e melhorando a mistura ar/combustível no processo de queima. Como seqüência desse trabalho, pretende-se fazer uma avaliação da influência da umidade presente no gás combustível em relação à eficiência da combustão e à geração de poluentes.
8. REFERÊNCIAS
Bahillo, A., Armesto, L., Cabanillas, A. and Otero, J., 2004. “Thermal valorization of footwear leather wastes in bubbling fluidized bed combustion”. Waste Management, Vol. 24, pp. 935-944. Carvalho, M.G., Farias, T. and Fontes, P., 1991. “Predicting radiative heat transfer in absorbing,
emitting, and scattering media using the discrete transfer method”, ASME HTD, Vol. 160, pp.17-26.
CFX Solver Theory, 2004.
Choi, B.S. and Yi, J., 2000. “Simulation and optimization on the regenerative thermal oxidation of volatile organic compounds”. Chemical Engineering Journal, Vol. 73, pp. 103-114.
CONAMA – Conselho Nacional do Meio Ambiente, Ministério do Meio Ambiente, Resolução no
316, de 29 de outubro do 2002. <<http://www.mma.gov.br/port/conama/legiabre.cfm?codlegi=338>>
Eaton, A. M., Smoot, L. D., Hill, S. C. and Eatough, C. N., 1999, “Components, formulations, solutions, evaluations, and applications of comprehensive combustion models”, V. 25, pp. 387-436.
Godinho, M., 2006 “Gaseificação e combustão de resíduos sólidos da indústria calçadista”. Doctoral Thesis, Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais (PPGEM), Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Brazil.
Godinho, M., Marcilio, N.R., Faria Vilela, A.C., Masotti, L. and Martins, C.B. 2007 “Gaseification and combustion of the footwear leather wastes”. Jalca, Vol. 102, pp. 182-190
Kuo, K.K., 1996. “Principles of combustion”, John Wiley & Sons, New York.
Launder, B.E. and Sharma, B.I., 1974. “Application of the energy-dissipation model of turbulence to the calculation of flow near a spinning disc”, Letters in Heat and Mass Transfer, Vol. 19, pp. 519-524.
Magnussen B.F. and Hjertager B. H., 1976. “On mathematical models of turbulent combustion with special emphasis on soot formation and combustion”. Proc. of the 16th Int. Symp. on Comb., The Combustion Institute, pp. 719–729.
Salvador, S., Commander, J.M. and Kara, Y., 2006. “Thermal recuperative incineration of VOCs: CFD modeling and experimental validation”. Applied Thermal engineering, Vol. 26, pp. 2355-2366.
Shin, D., Yu, T., Yang, W., Jeon, B., Park, S. and Hwang, J., 2008. “Combustion characteristic of simulated gas fuel in a 30 kg/h scale pyrolysis-melting incinerator”. Waste Management, IN PRESS.
Spalding, D.B., 1979. “Combustion and Mass Transfer”, Pergamon Press, Inc., New York.
Turns, S. T., 2000, “An introduction to combustion – Concepts and applications”, 2nd ed, McGraw-Hill, New York.
Westbrook, C. K. and Dryer, F.L., 1981. “Simplified reaction mechanisms for the oxidation hydrocarbon fuels in flames”. Comb. Sci. and Technology, Vol. 27, pp. 31-43.
