Efeito da Concentração de Vapor de Água no Oxidante
no Desempenho de uma Câmara Operando no Regime
de Combustão sem Chama Visível
Bruno Alves Bernardes
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientador: Professor Doutor Mário Manuel Gonçalves da Costa
Júri
Presidente: Professor Doutor João Rogério Caldas Pinto
Orientador: Professor Doutor Mário Manuel Gonçalves da Costa
Vogal: Professor Doutor Edgar Caetano Fernandes
ii
Agradecimentos
Primeiramente gostaria de agradecer ao Professor Doutor Mário Costa por todo o apoio e orientação. Agradeço também pelo exemplo que tem sido durante todo o período de realização da minha tese de Mestrado.
Agradeço ao Manuel Pratas por todo o auxilio nas montagens e operações da instalação experimental.
Agradeço aos meus colegas de laboratório, nomeadamente ao Tiago Carvalho, Francisco Costa, João Pina e António Silva que muito me auxiliaram no meu trabalho, quer em alturas em que providenciaram o ambiente adequado para a minha aprendizagem, quer em alturas em que me ajudaram em dúvidas que tive.
Agradeço também à minha família e a Liliana Freitas pelo imensurável apoio que têm dado durante todo o período de realização deste trabalho.
iv
Resumo
Esta tese examina o efeito da concentração de vapor de água no oxidante no desempenho de uma câmara operando no regime de combustão sem chama visível. A câmara de combustão apresenta baixas emissões de NOx, tendo sido desenvolvida para aplicação a turbinas a gás.
No presente trabalho foram medidas as emissões dos principais poluentes gasosos, com o auxílio de analisadores de gases, para várias condições de operação da câmara de combustão. Os resultados revelaram que, para baixos valores do coeficiente de excesso de ar, quanto maior for a concentração de vapor de água no oxidante maior são as emissões de CO. Para valores elevados do coeficiente de excesso de ar o efeito da presença do vapor de água no oxidante deixa, todavia, de ser importante. Para todas as condições estudadas as emissões de NOx foram sempre inferiores a 10 ppm@15% O2 e eficiências da combustão superiores a
99,8%. Globalmente observou-se que quanto maior é a concentração de vapor de água no oxidante menores são as emissões de NOx.
Palavras-chave
vi
Abstract
This thesis examines the effect of the water vapor concentration present in the oxidizing on the performance of a combustor operating under flameless conditions. The combustion chamber presents low NOx emissions and was developed for gas turbine applications. In the present
study, the major gaseous pollutant emissions were measured using gas analyzers for various operating conditions of the combustor. The results showed that for low values of the excess air coefficient the greater the water vapor concentration in the oxidant the greater the CO emissions. For high values of the excess air coefficient the effect of the presence of water vapor in the oxidant become negligible. For all conditions studied, NOx emissions were always below
10 ppm@15% O2 and combustion efficiencies greater than 99.8%. Overall, it was observed that
the greater the concentration of water vapor in the oxidant the lower the NOx emissions.
Keywords
viii
Índice de Conteúdos
Agradecimentos ... ii
Resumo ... iv
Abstract ... vi
Lista de Figuras ... x
Lista de Tabelas ... xiii
Nomenclatura ... xiv
1.
Introdução ... 1
1.1. Motivação e Objetivos ... 1 1.2. Organização da Tese ... 22.
Revisão Bibliográfica ... 3
2.1. Poluentes ... 32.1.1. Mecanismos de Formação de CO e Hidrocarbonetos ... 3
2.1.2. Mecanismos de Formação de NO ... 5
2.2. Combustão sem Chama Visível ... 11
2.2.1. Contexto Histórico... 11
2.2.2. Fundamentos do Regime de Combustão Sem Chama Visível ... 12
3.
Instalação e Técnicas Experimentais... 28
3.1. Instalação experimental ... 28
3.2. Câmara de Combustão ... 34
3.3. Operação e Procedimento Experimental ... 36
3.4. Técnicas Experimentais ... 37
3.4.1. Concentrações das Espécies Químicas ... 37
3.4.2. Temperatura ... 39
3.4.3. Incerteza dos resultados ... 39
4.
Apresentação e Discussão dos Resultados ... 41
4.1. Princípios de Funcionamento da Câmara de Combustão ... 41
4.2. Condições Experimentais ... 42
4.3. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de CO ... 43
4.4. Efeitos das Condições de Operação da Câmara nas Emissões de NOx ... 45
4.5. Eficiência da Combustão ... 47
5.
Fecho ... 48
5.1. Conclusões ... 48
5.2. Sugestões para Trabalhos Futuros ... 48
6.
Referências ... 49
7.
Anexos ... 53
7.1. Reação de Combustão de um Hidrocarboneto do Tipo CxHy ... 53
ix
7.3. Cálculo da Eficiência da Combustão ... 54 7.4. Imagens do Regime de Combustão para Diferentes Condições ... 54
x
Lista de Figuras
Figura 1.1 – BWB (NASA) ... 1
Figura 1.2 – Esquema dos queimadores do BWB. ... 2
Figura 2.1 – Toxicidade do CO no corpo humano. (Engineeringtoolbox) ... 3
Figura 2.2 – Sequência de reações de oxidação do metano (Law, 2006). ... 5
Figura 2.3 – Nevoeiro fotoquímico em Nova Iorque visto do World Trade Center em 1988. ... 6
Figura 2.4 – Eficiência de sistemas de combustão em função da temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão (Wünning, 2003). ... 11
Figura 2.5 – Chama convencional (esquerda) e combustão sem chama visível (Wünning, 2003). ... Error! Bookmark not defined. Figura 2.6 – Esquema representativo de um sistema a operar em FLOX (Delacroix). ... 13
Figura 2.7 – Representação da variação da temperatura do processo de combustão com recirculação de calor (Choi & Katsuki, 2001). ... 14
Figura 2.8 – Limites de flamabilidade da mistura em função do poder calorífico do combustível, Qf, temperatura inicial da mistura, Ti, e razão de equivalência da mistura, φ (Choi & Katsuki, 2001). ... 14
Figura 2.9 – Representação dos regimes de combustão em função do grau de diluição e da temperatura do ar de combustão (Delacroix). ... 15
Figura 2.10 – Representação dos regimes de combustão (Rao et al., 2010). ... 15
Figura 2.11 – Limites de autoignição e limites de extinção de chama para gás natural com ar pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2 (Choi & Katsuki, 2001). ... 16
Figura 2.12 – Campo de temperaturas em FLOX e em chama visível (Wünning, 2003). ... 16
Figura 2. 13 – Comparação entre imagens de temperatura e OH-LIPF obtidas simultaneamente sobre os regimes de pré-mistura e sem chama visível (Plessing et al.,1998). ... 17
Figura 2.14 – Aparência do modo de combustão ao longo da câmara de combustão para diferentes λ. a) λ = 1,1; b) λ = 1,3; c) λ = 1,5; d) λ = 1,7; e) λ = 1,9 e f) λ = 2,1 (Veríssimo, 2011). ... 18
Figura 2.15 – Imagens de quimiluminescência do radical hidroxila (OH*) em função da carga térmica de combustível. a) 7 kW, b) 8 kW, c) 9 kW, d) 10 kW, e) 11 kW, f) 12 kW e g) 13 kW (Veríssimo et al., 2013). ... 19
Figura 2.16 – Imagens do processo de combustão para diferente condições (Arghode et al., 2012). ... 21
Figura 2.17 – Temperatura experimental no plano central do queimador (ºC): (a) 21% O2, (b) 25% O2, (c) 30% O2, (d) 35% O2, (e) 21% O2 chama convencional (Sánchez et al., 2013). ... 22
Figura 2.18 – Vetores de velocidades coloridos por magnitude (m/s). Imagem da esquerda representa a configuração “N” e a imagem da direita a configuração “AT” (Ahmed et al., 2014). ... 23
xi
Figura 2.19 – Interior da câmara de combustão para as configurações “N” (imagem da
esquerda) e “AT” (imagem da direita) (Ahmed et al., 2014). ... 24
Figura 2.20 - Quimiluminescência do radical OH* para as configurações “N” e “AT” (Ahmed et al., 2014). ... 24
Figura 2. 21 – Representação da temperatura e das concentrações de O2, CO, CO2, HC e NOx no plano de simetria da câmara de combustão. φ = 0,28; Tair = 425 K. (Melo, 2010). ... 25
Figura 2. 22 – Distribuição da temperatura ao longo do eixo da placa para as condições sem adição, com adição de vapor de água e com adição de azoto. ... 27
Figura 3.1 – Fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de combustão e a câmara de combustão (lado direito). ... 28
Figura 3.2 – Instalação com todos os componentes montados. ... 29
Figura 3.3 – Esquema da instalação experimental. ... 30
Figura 3.4 – Rotâmetros (esquerda) utilizados para medição dos caudais de ar e caudalímetros (direita) para medição dos caudais de metano, azoto e água. ... 31
Figura 3.5 – Sistema (CEM) utilizado para injetar vapor de água no oxidante. ... 32
Figura 3.6 – Quantidade de água introduzida em função da quantidade de azoto à temperatura de 200 ºC. ... 33
Figura 3.7 – Pré-aquecedor de ar (à esquerda) e o seu painel de controlo (à direita). ... 34
Figura 3.8 – Equipamentos utilizados no sistema de ignição. ... 34
Figura 3.9 – Câmara de combustão em perspetiva. ... 35
Figura 3.10 – Geometria utilizada na câmara de combustão para a injeção do oxidante primário. ... 35
Figura 3.11 – Esquema da câmara de combustão, com todas as dimensões relevantes. ... 35
Figura 3.12 – Fotografia da chama inicial, sem ar secundário. ... 36
Figura 3.13 – Aspeto da chama após a introdução do ar secundário. ... 37
Figura 3.14 - Aspeto visual do regime sem chama visível. A imagem da esquerda indica o momento que precede o estabelecimento do regime. ... 37
Figura 3. 15 – Esquema da sonda usada para a recolha de gases de exaustão. ... 38
Figura 4.1 – Representação da aerodinâmica interna da câmara de combustão. a) Secção longitudinal da câmara de combustão anular, b) processo de funcionamento da presente câmara de combustão tal como idealizado por Levy et al. (2004). ... 42
Figura 4.2 – Evolução das emissões de CO e NOx com o excesso de ar para diferentes concentrações de H2O e oxigénio no oxidante. ... 46
Figura 4. 3 – Relação entre NOx e eficiência de combustão para os regimes de combustão sem chama visível e ultra lean combustion. ... 47
Figura 7.1 – Excesso de ar (λ) = 1,6 e %O2 = 14 ... 54
xii
Figura 7.3 – Excesso de ar (λ) = 1,8 e % O2 = 18 ... 55
xiii
Lista de Tabelas
Tabela 3.1 – Características dos medidores de caudal utilizados. ... 31 Tabela 3. 2 – Característica dos analisadores utilizados. ... 38 Tabela 3. 3 – Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores. ... 39
Tabela 4.1 – Condições experimentais, eficiência da combustão calculada e as emissões de poluentes medidas. * Emissões corrigidas para 15% de O2. ... 43
xiv
Nomenclatura
Romanos
Ti Temperatura inicial
Tox Temperatura no interior do pleno
Tg Temperatura dos gases de escape
Qf Poder calorífico do combustível
Tair Temperatura de pré-aquecimento do ar
Tadiab Temperatura adiabática de chama
Kv Taxa de recirculação
Z Caudal de água
X Proporção de oxigénio no oxidante Y Proporção de azoto no oxidante
K Proporção de vapor de água no oxidante Caudal molar de combustível
Caudal mássico de combustível Massa molar de combustível
ℎ Constante de Planck Frequência do fotão
Gregos
λ Coeficiente de excesso de ar φ Razão de equivalência Eficiência da combustão Caudal de ar Caudal de azotoAbreviaturas
VOC Volatile Organic Compounds FLOX Flameless Oxidation
CEM Controlled Evaporation and Mixing
OH-LIPF OH Laser-Induced Predissociative Fluorescence PCI Poder Calorífico Inferior
AHEAD Advanced Hybrid Engine Aircraft Development BWB Blended Wing Body
1
1. Introdução
1.1. Motivação e Objetivos
No atual cenário energético mundial, no qual a escassez dos recursos se junta aos problemas ambientais oriundos da utilização de energia e extração de produtos naturais, observa-se uma crescente preocupação com a busca de uma maior racionalidade no uso da energia, além da procura de processos com menor impacto ambiental. Em todo o mundo, o setor energético vem sofrendo profundas transformações motivadas não apenas por questões de ordem técnica e económica, mas também por pressões da sociedade.
A Agência Internacional de Energia prevê um aumento no consumo mundial de energia nos próximos trinta anos de 56% (Internatational Energy Outlook 2013). O consumo de gás natural para produzir eletricidade deve aumentar cerca de 80% enquanto o seu consumo no setor industrial deverá aumentar em cerca de 58%. Estes números revelam a necessidade de desenvolver tecnologias que consigam rentabilizar o uso de fontes de energia. Por outro lado, o foco crescente dos vários actores na preservação ambiental faz pressão para a diminuição dos poluentes emitidos em processos que envolvam combustão.
O desenvolvimento da tecnologia de combustão sem chama visível é uma grande evolução no que diz respeito à eficiência da combustão e poluentes, dado que este regime de combustão permite conciliar o aumento da eficiência da combustão com a redução dos principais poluentes, nomeadamene NOx.
A presente tese foi desenvolvida no âmbito do projeto Europeu AHEAD (Advanced Hybrid Engine Aircraft Development) cujo principal objetivo é desenvolver uma aeronave BWB (Blanded Wing Body), ver Figura 1.1, que opere em regime de combustão sem chama visível.
2
A aeronave a ser desenvolvida possui dois queimadores, ver Figura 1.2. O primeiro queimador queima H2 com excesso de ar, enquanto o segundo queimador aproveita os produtos de combustão
do primeiro para queimar hidrocarbonetos.
No presente trabalho pretende-se caracterizar o processo de combustão no 2º queimador (Figura 1.2), nomeadamenre examinar as emissões de poluentes e a eficiência da combustão. Para isso, foi projectado, construido e utilizado um sistema de alimentação para simular os produtos de combustão do 1º queimador, o qual constitui o oxidante do 2º queimador.
A tecnologia de combustão sem chama visível é relativamente recente, sendo necessário melhorar o conhecimento acerca dos seus fundamentos. O presente trabalho pretende também melhorar a compreensão deste regime. Em particular, este estudo pretende avaliar o efeito da da presença de vapor de água no oxidante no desempenho (eficiência da combustão e emissão de poluentes) de uma câmara de combustão existente no Departamento de Engenharia Mecânica do Instituto Superior Técnico. A presente câmara já foi alvo de estudos anteriores, nomeadamente Melo (2008) e Quaresma (2010).
1.2. Organização da Tese
A tese está organizada em cinco capítulos, dos quais o presente constitui a introdução. O capítulo 2 apresenta uma revisão bibliográfica dos mecanismos de formação de poluentes (CO, NOx e
hidrocarbonetos) e estudos anteriores sobre o regime de combustão sem chama visível. O capítulo 3 descreve a instalação experimental, e sua operação e, ainda, a metodologia e as técnicas experimentais utilizadas. No capítulo 4 são apresentados e discutidos os resultados experimentais, e, finalmente, no capítulo 5 resumem-se as principais conclusões e apresentam-se algumas sugestões para trabalhos futuros.
3
2. Revisão Bibliográfica
Este capítulo está dividido em duas secções. A primeira seção aborda os principais mecanismos de formação de poluentes, nomeadamente os mecanismos de formação de CO, hidrocarbonetos e NOx,
enquanto a segunda seção diz respeito ao regime de combustão sem chama visível.
2.1. Poluentes
2.1.1. Mecanismos de Formação de CO e Hidrocarbonetos
O monóxido de carbono (CO) é um gás inflamável, incolor, inodoro e tóxico. Os seus efeitos tóxicos são decorrentes da sua ligação à hemoglobina, pela qual o CO tem uma afinidade 245 vezes maior que o oxigénio. Entre o contato da hemoglobina e o CO há a formação da carboxi-hemoglobina, a qual impede que o oxigénio se ligue à hemoglobina nos capilares pulmonares e também inibe a libertação do oxigénio previamente ligado à hemoglobina. Ambos os fatores resultam em hipoxia tecidual. Os sintomas de envenenamento por CO começam a surgir com 20% da hemoglobina ocupada pelo CO, enquanto a morte ocorre entre 50% e 80% de ocupação da hemoglobina. A Figura 2.1 apresenta a concentração de CO e o tempo de exposição para diferentes riscos de exposição.
De uma forma geral todo hidrocarboneto tende a sofrer desidrogenação à medida que reage, formar aldeídos e posteriormente CO. A Figura 2.2 mostra o mecanismo de oxidação do CO para a queima de metano em ar Law (2006). O processo de oxidação do CO é relativamente lento, salvo se H2 e
Figura 2.1 – Toxicidade do CO no corpo humano.
4
H2O estiverem presentes, pois o CO reage mais rapidamente com OH do que com O e O2. Segundo
Law (2006), o processo de oxidação do CO pode ser modelado através do seguinte mecanismo:
CO + O → CO+ O (2.1) CO + OH → CO+ H (2.2) O + HO → OH + OH (2.3) H + O → O + OH (2.4) OH + H→ H + HO (2.5) O + H → OH + H (2.6) CO + HO → CO+ OH (2.7) H+ O → HO+ H (2.8) O+ M → O + O + M (2.9)
A reação (2.1) é relativamente lenta, o que resulta em baixas taxas de formação de CO2. A presença
de H2 favorece a ocorrência das reações (2.5) e (2.6), a libertação de H alimenta a reação (2.4). A
formação de OH nas reações (2.4) e (2.6) favorece a oxidação do CO em CO2 na reação (2.2). A
presença de H2O também catalisa a oxidação do CO através da reação (2.9) seguida da reação (2.3).
Na queima de metano em oxidantes com teores em O2 relativamente baixos, a formação de CO
resulta não só do percurso principal de oxidação CH→ CHO → HCO → CO → CO, mas também da formação de hidrocarbonetos mais pesados e respetiva oxidação CH→ CH→ CH→ CH→ CH→ CH→ CO → CO. Segundo Mardani et al. (2013), menores teores em O2 no oxidante
intensificam a importância da formação de CO através da oxidação dos hidrocarbonetos mais pesados, sendo que nem sempre a diluição de O2 implica menores produções de CO e CO2.
5
2.1.2. Mecanismos de Formação de NO
Os óxidos de azoto (NOx), onde se incluem o dióxido de azoto (NO2) e o monóxido de azoto (NO),
têm origem em fontes antropogénicas, principalmente ao nível da combustão de combustíveis fósseis, e em fontes naturais tais como descargas elétricas na atmosfera ou certas transformações microbianas. Em processos de combustão o azoto reage com o oxigénio e produz monóxido de azoto, que posteriormente é oxidado na atmosfera para NO2. Para as concentrações presentes na
atmosfera o NO não é considerado um poluente perigoso.
O NO2 é um gás tóxico, facilmente detetável pelo odor, muito corrosivo e um forte agente oxidante.
Pode provocar lesões nos brônquios e nos alvéolos pulmonares. Os óxidos de azoto podem também provocar efeitos nocivos sobre a vegetação quando presentes em concentrações elevadas.
Os óxidos de azoto são ainda responsáveis pelo nevoeiro fotoquímico (smog, na literatura inglesa). O nevoeiro fotoquímico, ilustrado na Figura 2.3, é uma névoa castanho-amarelada que aparece em grandes centros urbanos em dias ensolarados. Os nevoeiros são vistos mais frequentemente no verão, altura de maior intensidade luminosa. Os principais constituintes do nevoeiro fotoquímico são os óxidos de azoto (NOx), o ozono (O3), os componentes orgânicos voláteis (volatile organic
compounds – VOC, na literatura inglesa), o SO2, aerossóis e partículas. O nevoeiro fotoquímico é
prejudicial à saúde humana, animal e vegetal. Ao nível do solo, em centros urbanos, o poluente atmosférico característico do nevoeiro fotoquímico é o ozono.
6
Em 1952, foram reportadas cerca de 4000 mortes e mais de 100000 pessoas doentes em Londres em consequência dos efeitos do nevoeiro fotoquímico. Desde então têm-se realizado estudos para melhor compreender o fenómeno. Um dos primeiros estudos nesta área foi feito por Haagen-Smit (1952). O mecanismo do nevoeiro fotoquímico é descrito da seguinte forma (Glassman & Yetter, 2008):
NO+ ℎ 3000 ! 1/ ! 4200 & → NO + O P (2.10)
O + O+ M → O+ M (2.11)
O+ NO → O+ NO (2.12)
Neste sistema, a irradiação solar estabelece o equilíbrio dinâmico:
NO+ O ↔ NO + O() (2.13)
A formação dos óxidos de azoto é descrita por quatro mecanismos, nomeadamente:
• Mecanismo térmico, predominante a elevada temperaturas (superiores a 1800 K) para diversas gamas de razões de equivalência.
• Mecanismo imediato, ou de Fenimore, no qual o azoto reage com radicais de hidrocarbonetos formando HCN e CN que conduzem a formação de NO; a importância deste mecanismo é intensificada para misturas ricas.
• Mecanismo com óxido nitroso (N2O) como intermediário, o qual desempenha um papel
importante na produção de NO em chamas pobres de pré-mistura com baixas temperaturas. • Mecanismo do combustível, no qual o NO resulta da oxidação dos compostos de azoto
presentes no combustível; importante e, por vezes, dominante no caso de combustíveis como fuelóleos residuais e carvão.
Figura 2.3 – Nevoeiro fotoquímico em Nova
7
NO térmico
O NO térmico é obtido a partir da reação de azoto presente no ar atmosférico com o oxigénio dissociado pelas altas temperaturas que ocorrem em processos de combustão. As principais reações envolvidas na formação do NO térmico, segundo o mecanismo proposto por Zeldovich, são as seguintes:
N+ O → NO + N (2.14)
N + O→ NO + O (2.15)
N + OH → NO + H (2.16)
O nome térmico é utilizado porque a reação (2.14) possui elevada energia de ativação devido à ligação tripla presente na molécula de azoto. Deste modo, a reação (2.14) só é rápida para temperaturas superiores a 1800 K. Devido à sua baixa taxa de reação, a reação (2.14) é a etapa limitante no processo de formação de NO térmico.
A velocidade de formação de NO é menor do que a velocidade da maioria das reações de combustão, verificando-se que na região da chama pouco NO térmico é formado, sendo uma grande parcela gerada na região de pós-chama (Chigier, 1981).
A formação de NO térmico aumenta com a temperatura e com o tempo de residência. O aumento da temperatura contribui com a energia que acelera a reação de dissociação do azoto molecular, necessitando de menor tempo de residência para que esta ocorra.
Segundo Lefebvre (1995) os pontos-chaves relativos à formação de NO térmico podem ser resumidos da seguinte forma:
• A formação de NO térmico é controlada pela temperatura da chama.
• Em processos de combustão com temperaturas inferiores a 1850 K, a formação de NO térmico é marginal.
• Para misturas pobres (razão combustível/ar < 0,5), o NO formado é independente do tempo de residência.
8
NO imediato
O termo imediato (prompt, na literature inglesa) foi apresentado por Fenimore (1971), que o caracterizou pelo rápido aparecimento de NO na frente de chama. O NO imediato resulta da reação do azoto molecular com radicais de hidrocarbonetos (CH, C, etc.) existentes na frente de chama, os quais originam os denominados compostos de ciano. Estes, por sua vez, são convertidos em compostos intermédiarios que potenciam a formação de NO. Ignorando os mecanismos que conduzem à formação de CH, o mecanismo de Fenimore pode ser descrito através das seguintes reações:
CH + N→ HCN + N (2.17)
C + N→ CN + N (2.18)
De acordo com Miller & Bowman (1989), a reação entre o radical CH e o azoto molecular (N2) é a que
mais contribui para a formação de NO via mecanismo imediato. A conversão do HCN, formado através da reação (2.17), em NO segue o seguinte conjunto de reações sequenciais:
HCN + O → NCO + H (2.19)
NCO + H → NH + CO (2.20)
NH + H → N + H (2.21)
N + OH → NO + H (2.16)
Segundo Bowman (1992), este mecanismo tem expressão a baixas temperaturas e pode, nestes casos, contribuir significativamente para a emissão total de NO. Rokke et al. (1992) e Meunier et al. (1998) concluiram que o mecanismo imediato é dominante em chamas de difusão turbulentas, não confinadas, de metano e propano.
Algumas características do NO imediato são apresentadas por Chigier (1981): • A absoluta dependência da presença de hidrocarbonetos ativos.
• A relativa independência da temperatura, tipo de combustível ou mistura. Em experiências realizadas em condições estequiométricas foram obtidos níveis de NO imediato entre 50 ppm e 90 ppm; ao alterar a temperatura de 1900 K para 2350 K não houve significativo aumento do NO imediato. Em contrapartida, ao aumentar a razão de equivalência de 0.9 para 2 a 1900 K observou-se um aumento significativo da produção de NO imediato.
• Em processos com temperaturas de chama relativamente baixos, longos tempos de residência na zona de reação promovem a destruição do NO formado a partir de reações deste com os hidrocarbonetos.
9
NO com óxido nitroso (N2O) como intermediário
Este mecanismo é iniciado pela reação de recombinação de átomos de O com azoto molecular formando N2O, principalmente através da reação:
O + N+ M → NO + M (2.22)
O N2O poderá ser subsequentemente oxidado para NO ou reduzido para N2. Em condições de
mistura pobre tem-se:
NO + O → NO + NO (2.23)
NO + O → N+ O (2.24)
Bonturi et al. (1996) indicam a reação (2.23) como a principal fonte de NO para este mecanismo.
Para misturas estequiometricas e ricas, o N2O é principalmente reduzido a N2. As reações envolvidas
no processo são:
NO + H → N+ OH (2.25)
NO + H → NH + NO (2.26)
NO + OH → N+ HO (2.27)
Esta sequência de reações torna-se importante em condições de excesso de ar (Turns, 2000).
NO do combustível
O NO combustível é formado a partir da reação do oxigénio com o azoto contido no combustível durante o processo de combustão. Refira-se que alguns combustíveis líquidos (e.g., fuelóleos residuais) e sólidos (e.g., carvão) podem apresentar frações mássicas de azoto até 2% na sua composição.
A oxidação de moléculas de baixo peso molecular que contêm azoto, presente no combustível ou formada durante o processo de combustão (NH3, HCN, CN), é muito rápida, ocorrendo em escala de
tempo similar à das outras reações do processo de combustão (Bowman, 1972). A formação de NO do combustível é fortemente influenciada pela relação ar/combustível da reação de combustão, mas a sua dependência da temperatura da chama é marginal (Hayhurst & Vince, 1980).
10
O HCN é a espécie intermediária formada em maior concentração, mas a sequência de reações dependem do ambiente em que a reação ocorre. Para chamas pobres em combustível, o esquema reacional sugerido por Bachmaier et al. (1973) é o seguinte:
HCN + O → HCO + N (2.28)
HCO + N → NH + CO (2.29)
Para chamas ricas em combustível o esquema fica:
HCN + OH → HNCO + H (2.30)
HNCO + H → NH+ CO (2.31)
NH+ CO → NH + H + CO (2.32)
As espécies aminas assim formadas podem seguir dois caminhos, dependendo da disponibilidade de oxigénio na região da combustão:
NH + H → H+ N → NO condição pobre em combustível (2.33)
NH + H → H+ N → N condição rica em combustível (2.34)
De acordo com Lefebvre (1983), o mecanismo de formação do NO combustível segue os seguintes critérios:
• A conversão do azoto (N) presente no combustível para óxido de azoto (NO) é praticamente total para condições de excesso de ar, quando operando com combustível que possui baixas concentrações de azoto (< 0.5% em massa).
• A conversão do N presente no combustível para NO decresce com o aumento da concentração do azoto no combustível, especialmente para misturas ricas.
• A conversão do N presente no combustível para NO aumenta lentamente com o aumento da temperatura da chama.
Importa realçar que não existem regras definitivas para avaliar a importância relativa de cada um dos mecanismos de formação de NO num dado sistema de combustão. Com efeito, a importância relativa de cada um é uma função complexa da configuração do sistema (queimador e câmara de combustão), combustível, natureza da chama (pré-mistura ou difusão) e condições de operação do equipamento, entre outras (Coelho & Costa, 2007).
11
2.2. Combustão sem Chama Visível
2.2.1. Contexto Histórico
Em outubro de 1973, ocorre o primeiro choque petrolífero, com o culminar da guerra Israelo-Árabe e é declarado um embargo total por parte das nações árabes. A situação durou cinco meses e teve consequências nefastas na economia ocidental e nos mercados financeiros. O choque petrolífero obrigou os países afetados a tomarem medidas estratégicas, como o incentivo à criação de energias alternativas e o desenvolvimento de sistemas mais eficientes de combustão, para reduzir a sua dependência em relação aos principais fornecedores de petróleo.
O método mais eficaz para aumentar a eficiência de sistemas de combustão utilizados em processos de elevadas temperaturas é recorrer ao pré-aquecimento do ar de combustão. A Figura 2.4 apresenta valores típicos de eficiência dos sistemas de combustão em função da temperatura de pré-aquecimento (Wünning, 2003).
Durante o mesmo período, a conscientização dos efeitos negativos das emissões dos óxidos de azoto (NOx) na saúde humana e no ambiente colocaram pressão nos operadores e produtores dos
equipamentos de combustão. Enquanto as emissões dos óxidos de azoto eram minimizadas com medidas secundárias em automóveis (e.g., redução catalítica), a indústria faz uso de medidas primárias para redução daquelas emissões (e.g., estagiamento do combustível e reburning). Estas técnicas de redução das emissões dos óxidos de azoto não serão, todavia, capazes de cumprir a legislação futura para as emissões de óxidos de azoto, nomeadamente em sistemas que operam com
Figura 2.4 – Eficiência de sistemas de combustão em função da temperatura de
12
temperaturas de chama acima de 1500 K e pré-aquecimento do ar de combustão de aproximadamente 1000 K (Wünning, 2003).
Em 1989, foi observado um fenómeno surpreendente durante ensaios num forno recuperativo. Para uma temperatura forno de 1000 ºC e pré-aquecimento do ar de combustão de aproximadamente 650 ºC não era possível observar visualmente nenhum tipo de chama (ver Figura 2.5), não sendo também detetado nenhum sinal de radiação pelo sistema (de segurança) de deteção de UV. Mas, apesar disso, o combustível era completamente consumido, enquanto os analisadores detetavam concentrações de CO e NOx praticamente nulas. A combustão era estável e suave. Esta condição de
operação foi chamada de regime de combustão sem chama visível (flameless oxidation, na literatura inglesa, ou, abreviadamente, FLOX).
O uso de pré-aquecimento do ar de combustão para reduzir os custos energéticos possui o inconveniente de aumentar as emissões de NOx. No entanto, esta nova tecnologia permitir tirar
partido dos benefícios do pré-aquecimento sem os prejuízos associados ao aumento das emissões de NOx.
2.2.2. Fundamentos do Regime de Combustão Sem Chama Visível
A Figura 2.6 representa de forma esquemática o processo idealizado por Wünning e Wünning (1997) para uma câmara de combustão operar no regime sem chama visível. Na primeira etapa do processo, na região I, o ar de combustão é misturado com os gases recirculados, provenientes da combustão. Na segunda etapa do processo, após a mistura completa entre o ar e os produtos de combustão, o combustível é adicionado à mistura, na região II, para que ocorra combustão. Nesta parte do processo, a temperatura não deve ser superior a 1850 K, devido à presença de elevadas quantidades de inertes. Finalmente, no terceiro estágio do processo, na região III, parte do calor produzido deve
Figura 2. 5 – Chama convencional (esquerda) e combustão sem chama visível
13
ser retirado dos produtos de combustão, a fim de manter uma dada temperatura na região II, de modo a sustentar as reações químicas do sistema.
A Figura 2.7 representa a variação da temperatura do processo de combustão com recirculação de calor. As tecnologias de combustão que utilizam a recirculação de produtos de combustão normalmente obtêm temperaturas de trabalho mais elevadas. A Figura 2.8 representa os limites de flamabilidade da mistura em função do poder calorífico do combustível, Qf, temperatura inicial da
mistura, Ti, e razão de equivalência da mistura, φ. Nota-se que a de recirculação de produtos de
combustão aumenta os limites de flamabililidade da mistura devido à temperatura.
O regime de combustão sem chama visível pode ser caracterizado em termos da concentração de oxigénio na zona de reação (ar diluído com produtos de combustão, representado na região I da Figura 2.6) e da temperatura. A Figura 2.9 representa os diferentes regimes de combustão em função da concentração de oxigénio e da sua temperatura. O regime sem chama visível é obtido a partir de misturas com temperatura superior a cerca de 800 ºC e concentrações de oxigénio inferiores a cerca de 13%. É possível verificar a possibilidade de estabelecer o regime sem chama visível sem pré-aquecimento do ar de combustão. Rao et. al. (2010) realizaram um trabalho mais detalhado na identificação dos regimes de combustão, cujos resultados se apresentam na Figura 2.10.
14
Figura 2.7 – Representação da variação da temperatura do processo de
combustão com recirculação de calor (Choi & Katsuki, 2001). Heat recirculating combustion
Heat to be recycled T e m p e ra tu re Heat of combustion Heat of combustion Combustion without heat recirculation Preheating Process progression
Figura 2.8 – Limites de flamabilidade da mistura em função do poder
calorífico do combustível, Qf, temperatura inicial da mistura, Ti, e razão
de equivalência da mistura, φ (Choi & Katsuki, 2001). Flammable region 1300 45
φ
stφ
10 300 Q f (MJ/Kg) Lean Rich Ti(K)15
A Figura 2.11 apresenta os limites de autoignição e limites de extinção de chama para gás natural com ar pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2. A medida que a concentração de oxigénio se
reduz devido à diluição com gases inertes, como o CO2 e N2, o limite de autoignição em termos de ar
Figura 2.9 – Representação dos regimes de combustão em função do
grau de diluição e da temperatura do ar de combustão (Delacroix).
16
pré-aquecido aumenta ligeiramente, mas para a situação de ignição forçada o limite aumenta bruscamente com a diluição de oxigénio.
A Figura 2.12 apresenta o campo de temperaturas para o regime de combustão convencional e para o regime sem chama visível. Como se pode observar, o regime convencional exibe temperaturas mais elevadas, principalmente na proximidade do queimador.
Figura 2.11 – Limites de autoignição e limites de extinção de chama
para gás natural com ar pré-aquecido e/ou ar diluído com CO2 e N2
(Choi & Katsuki, 2001).
17
Plessing et al. (1998) compararam o regime sem chama visível com um regime de pré-mistura altamente turbulento. Os autores utilizaram técnicas opticas para avaliar o campo de temperaturas e de concentração de OH no interior da fornalha (ver Figura 2.13). Os autores obervaram o seguinte:
• A queima realizada em pré-mistura turbulenta apresentou elevados gradientes de temperatura.
• Na situação em que não há chama visível observaram-se baixos gradientes de temperatura e concentrações de OH consideravelmente menores relativamente ao caso de pré-mistura turbulenta.
• A diluição com gases de exaustão aumenta o tempo caracteristico das reações quimicas quando comparando com o tempo caracteristico da turbulência.
• O regime sem chama visível pode ser descrito como um reator de mistura perfeita onde os fenómenos de ignição e extinção não estão presentes.
Veríssimo (2011) fez um estudo detalhado do regime de combustão sem chama visível utilizando uma câmara laboratorial. A Figura 2.14 apresenta a aparência do modo de combustão ao longo da câmara para diferentes valores do coeficiente de excesso de ar (λ). Foi verificado que para baixos valores de λ, a combustão ocorria de modo extremamente suave, e não foi possível observar a
Figura 2. 13 – Comparação entre imagens de temperatura e OH-LIPF
obtidas simultaneamente sobre os regimes de pré-mistura e sem chama visível (Plessing et al.,1998).
FLAME
Temperature
OH
LIPF Intensity
FLOX
® 18.0 12.0 6.0 0.0 [mm] 18.0 [mm] 12.0 6.0 0.0 18.0 12.0 6.0 0.0 0.0 0.0 300 900 1500 2100 0 800 1600 2400 3200 12.0 3.0 6.0 9.0 0.03.0 6.0 9.012.0 0.0 12.0 10.0 6.0 5.0 0.0 6.0 12.0 [mm] 6.0 0.0 [mm] 18.0 12.0 300 900 1500 [K] 2100 300 900 1500 2100Flameless Oxidation (Φ = 1)
Highly turbulent premixed methane flame (Φ = 1)
[K] 0 800 1600 2400 [a.U.] 3200 0 800 1600 2400 3200 [a.U.] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] Height = 13.0 mm Height = 15.13 mm [mm] 0.0 5.0 10.0
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presença da chama. Ao aumentar o coeficiente de excesso de ar verificou-se que o ruído aumentava e a chama passava gradualmente a ser visível. Para elevados valores de λ existem mais gases quentes e oxigénio na proximidade do queimador, o que proporciona o estabelecimento de uma chama convencional.
Veríssimo et al. (2013) realizaram um estudo na câmara laboratorial referida acima variando a carga térmica entre 7 kW e 13 kW e o excesso de ar entre 1,3 e 1,4, utilizando metano como combustível. É possível retirar as seguintes conclusões deste estudo:
• O aumento da carga térmica levou ao aumento da zona de reação e ao posicionamento da mesma para a proximidade da zona de exautão da câmara de combustão (Figura 2.15), efeito este devido ao aumento do caudal com a carga térmica.
• As concentrações de NOx foram praticamente independentes da carga térmica e houve um
ligeiro aumento da concentração de CO devido à redução do tempo de residência dos gases na câmara de combustão.
Figura 2.14 – Aparência do modo de combustão ao longo da câmara de combustão para
diferentes λ. a) λ = 1,1; b) λ = 1,3; c) λ = 1,5; d) λ = 1,7; e) λ = 1,9 e f) λ = 2,1 (Veríssimo, 2011). a) b) c) d) e) f) Ø100 3 4 0
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Rebola et al. (2013) realizaram um estudo detalhado sobre o efeito do excesso de ar, velocidade de entrada do ar na câmara de combustão, carga térmica e temperatura de pré-aquecimento do ar no regime de combustão sem chama visível. As principais conclusões foram:
• Os gradientes de temperatura no interior da câmara de combustão foram atenuados com o aumento do excesso de ar. O valor das temperaturas máximas também diminuiram, assim como o posicionamento da sua zona, que passou a estar mais próximo da zona de exautão da câmara de combustão. Consistentemente, as frações molares de CO e HC exibiram perfis mais suaves
• Para todas as medidas efetuadas foram obtidas concentrações de NOx inferiores a 6 ppm@15% O2. Observou-se também a tendência linear do crescimento da concentração de
CO com o excesso de ar para valores de λ > 2, explicado pela redução na temperatura com o aumenta da quantidade de inertes.
• Para temperaturas de pré-aquecimento do ar acima de 600 ºC, as variações na velocidade de entrada do ar afetam de forma marginal as emissões de CO e HC. Para baixos valores da velocidade de entrada do ar, as emissões de CO e HC são significantes.
• Variações na carga térmica alimentada à fornalha não afetou as emissões de NOx em regime
de combustão sem chama visível. As emissões de CO e HC são, todavia, importantes para baixos valores da carga térmica.
• O aumento da temperatura de pré-aquecimento do ar de 500 ºC para 700 ºC originou perfis de temperatura no interior da câmara semelhantes mas desfazados em aproximadamente 200 ºC. O aumento da temperatura de pré-aquecimento do ar introduziu maiores gradientes nos perfis das frações molares de CO e HC, indicando a existência de uma reação pior distribuída pelo volume da câmara de combustão.
Figura 2.15 – Imagens de quimiluminescência do radical hidroxila (OH*) em função da carga
térmica de combustível. a) 7 kW, b) 8 kW, c) 9 kW, d) 10 kW, e) 11 kW, f) 12 kW e g) 13 kW (Veríssimo et al., 2013). Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel Air Fuel Fuel 8 0 10 Counts 6 4 2 a) b) c) d) 150 100 50 0 200 250 300 0 -50 50 z r e) f) g)
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Veríssimo et al. (2013) estudaram o efeito da velocidade do ar de combustão no regime de combustão sem chama visível. Os ensaios foram realizados com uma carga térmica constante de 10 kW, excesso de ar de 30% e temperatura de pré-aquecimento do ar de combustão de 400 ºC. Foi utilizado metano como combustível. As principais conclusões foram as seguintes:
• O aumento da velocidade de entrada do ar provocou diminuições da temperatura na zona de reação e aumentou o limite de flamibilidade da mistura até dados limites.
• Outro efeito do aumento da velocidade foi a diminuição das emissões de NOx, devido à
diminuição das temperaturas e aumento da diluição provocado pelo aumento da taxa de recirculação.
Arghode et al. (2010) realizaram um estudo sobre o efeito da configuração das entradas de ar e combustível na obtenção do regime de combustão sem chama visível. A principal diferença entre as configurações está no atraso na mistura entre o ar e o combustível. Os ensaios foram realizado para uma carga térmica constante de 25 kW e razões de equivalência entre 0,7 e 0,9. Utilizou-se metano como combustível. As principais conclusões foram as seguintes:
• As configurações com maior atraso na mistura ar/combustível permitiram obter campos de temperatura mais uniformes e menores valores de NO (7 ppm@15% O2) e CO (20
ppm@15% O2).
• Para a configuração em que o combustível entrava em contato mais cedo com o ar observou-se um regime instável e com maiores emissões de NO e CO relativamente à situação de maior atraso.
Posteriormente, Arghode et al. (2011) realizaram outro estudo sobre o efeito do diâmetro das entradas de ar e de combustível no regime de combustão sem chama vísivel. Os ensaios foram realizados nas mesmas condições do estudo de 2010. As principais conclusões foram as seguintes:
• Com o aumento do diâmetro da entrada de combustível, a mistura entre o ar e o combustível ocorreu mais rapidamente. Notou-se que as emissões de NO permaneceram aproximadamente constantes e houve um ligeiro aumento nas emissões de CO.
• Com o aumento do diâmetro da entrada de ar verificou-se menor recirculação de gases de combustão e um aumento das emissões de NO e CO. As emissões NOx permaneceram,
todavia, sempre abaixo de 15 ppm@15% O2.
Mais tarde, Arghode et al. (2012) estudaram o efeito da pré-mistura do ar e combustível na obtenção do regime de combustão sem chama visível. Os testes foram realizados para cargas térmicas entre 3,91 kW e 6,25 kW e razões de equivalência entre 0,5 e 0,8. O ar de combustão foi alimentado à câmara de combustão a 300 K e 600 K. Foi utilizado metano como combustível. A Figura 2.16 apresenta as imagens do processo de combustão para as diferentes condições analizadas. Os principais conclusões foram as seguintes:
• Para a mesma temperatura do ar de combustão, as emissões de CO e NO foram inferiores para as condições com pré-mistura.
21
• É possível obter o regime sem chama visível com e sem pré-mistura, sendo que as condições com pré-mistura apresentaram melhores resultados.
Ayoub et al. (2012) estudaram o efeito da composição combustível (H2 e metano) no regime de
combustão sem chama visível. Os ensaios foram realizados para uma carga térmica constante de 20 kW e excessos de ar entre 1,1 e 1,14. Os autores concluiram:
• Para condições em que o combustível possui composição de H2 entre 0 a 70%, observou-se
que o aumento da concentração de H2 na mistuta combustívelprovoca um aproximação da
zona de reação aos injetores, e que concentração de NOx aumenta.
• Para proporções de H2 na mistura combustível entre 70% e 100%, a zona de reação
permanece na mesma posição e a concentração de NOx diminui com o aumento de H2.
Yu et al. (2010) obteram resultados semelhantes aos de Ayoub et al. (2012) num estudo teórico realizado com o Chemkin 4.0.
Szegö et al. (2008) estudaram o efeito da pré-mistura de CO2 e N2 com gás natural, em diversas
proporções, tendo concluído que para uma diluição de 76%, em massa, quer de CO2, quer de N2 as
emissões de NOx reduzem em cerca de 48% e 10%, respetivamente. Mais tarde, Szegö et al. (2009)
estudaram o regime de combustão sem chama visível numa câmara de combustão laboratorial com a injeção e o escape localizados na mesma base. Adicionalmente, é possível instalar um permutador de calor arrefecido a água no interior da câmara em quatro posições distintas. Os ensaios foram feitos com e sem pré-aquecimento do ar. As principais conclusões foram as seguintes:
Figura 2.16 – Imagens do processo de combustão para
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• Ao contrário do que inicialmente foi enunciado por Wünning (1997) foi possível estabelecer o regime sem pré-aquecimento do ar.
• Para uma variação de 500 ºC na temperatura de pré-aquecimento do ar foi obtido um aumento da temperatura no interior da câmara de apenas 9% e a concentração de NOx
aumentou entre 18% e 34%.
Sánchez et al. (2013) estudaram o efeito do enriquecimento de oxigénio em um queimador recuperativo operando em regimes de combustão convencional e sem chama visível. Os testes foram realizados com concentrações de oxigénio no oxidante variando entre 21% e 35% O2. Foi utilizado
gás natural como combustível, com uma carga térmica de 20 kW, e coeficiente de excessos de ar entre 1,12 e 1,2. As principais conclusões foram as seguintes:
• O enrequecimento do ar de combustão até 35% em O2 originou um aumento na temperatura
máxima de combustão de apenas 60 ºC (ver Figura 2.17); e um aumento da zona de reação. • A concentração de oxigénio na zona de reação foi sempre inferior a 8%, independemente da
concentração de oxigénio no oxidante.
• As emissões de CO e NOx foram sempre inferiores a 25 ppm e 5 ppm, respetivamente.
Recentemente, Ahmed et al. (2014) estudaram o efeito da configuração da exaustão no processo de combustão e nas emissões de poluentes. As configurações são caracterizadas pela presença de um
Figura 2.17 – Temperatura experimental no plano central do queimador (ºC): (a) 21% O2, (b)
23
vortice, ou não, na região central da câmara de combustão. A configuração “AT” possui o tubo de escape posicionado axialmente e ligeiramente para dentro da câmara. Esta configuração permite criar um vortice na região central. A configuração sem vortice é a configuração “N” (ver Figura 2.18). Os autores utilizaram técnicas opticas para medir a quimiluminescência do radical OH* e concluíram o seguinte:
• A presença do vortice provocou drásticas mudanças no campo de velocidades no interior da câmara de combustão (ver Figura 2.18). As elevadas velocidades na região central exibidas na configuração “AT” evitaram a fixação da chama (ver Figura 2.19).
• A presença do vortice na configuração “AT” foi responsável pela redução das emissões de NOx em 33% das emissões de CO em 66%. Este efeito foi provocado pelo aumento da taxa
de recirculação de 0,4, obtido na configuração “N”, para 1,25 obtido na configuração “AT”. • O aumento da taxa de recirculação na configuração “AT” foi responsável pelo aumento da
zona de reação no interior da câmara. A Figura 2.20 mostra a quimiluminescencia do radical OH* para as duas configurações.
Figura 2.18 – Vetores de velocidades coloridos por magnitude (m/s). Imagem da esquerda representa a
24
Zhenjun et al. (2012) estudaram o efeito da adição de CO2 no tempo de atraso à ignição no regime de
combustão sem chama visível. O aumento da concentração de CO2 levou a um aumento no tempo de
atraso à ignição. As principais razões para este resultado foram, de acordo com os autores, (i) o aumento da concentração de CO2 tem efeito no calor específico e nas propriedades de transporte da
mistura, e (ii) o efeito químico associado ao aumento da concentração de CO2 – a presença de CO2
diminui a taxa de oxidação do combustível.
A câmara de combustão do presente trabalho foi alvo de estudos anteriores realizados por Melo et al. (2010). Foi caracterizado o funcionamento da câmara de combustão em termos de temperaturas e concentracão de espécies químicas. Os ensaios foram realizados para diferentes cargas térmicas, entre 10 kW e 21,5 kW. O combustível utilizado foi o metano. A Figura 2.21 apresenta as medidas de temperatura e concentrações de espécies químicas no interior da câmara para a condição de 21,5 kW. As principais conclusçoes do trabalho foram as seguintes:
Figura 2.19 – Interior da câmara de combustão para as
configurações “N” (imagem da esquerda) e “AT” (imagem da direita) (Ahmed et al., 2014).
Figura 2.20 - Quimiluminescência do radical OH* para as
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• As emissões de NOx foram sempre inferiores a 11 ppm @15% O2. É interessante observar
que nas regiões no interior da câmara onde a temperatura é relativamente elevada tem-se que a concentração de oxigénio é bastante reduzida. Este facto ajuda a suprimir a formação de NO via mecanismo térmico.
• As emissões de CO e HC eram relativamente elevadas, em média 925 ppm @15%O2 para as
emissões de CO e 185 ppm @15%O2 para as emissões de HC. Estes valores relativamente
elevados devem-se ao reduzido tempo de residência dos reagentes no interior da câmara de combustão.
Ainda na presente câmara, Quaresma (2010) estudou o efeito da composição do combustível no desempenho daquela. O combustível era uma mistura entre CH4, H2 e CO2. A gama da concentração
de cada constituinte do combustível no conjunto de misturas estudadas foram: 39,2 a 100% de CH4, 0
a 43,3% de H2 e 0 a 17,5% de CO2. Para todas as misturas de combustíveis estabelecidas
manteve-se a carga térmica constante (4 kW). Foram estudados casos em que o combustível era inmanteve-serido com
Figura 2. 21 – Representação da temperatura e das concentrações de O2, CO,
CO2, HC e NOx no plano de simetria da câmara de combustão. φ = 0,28; Tair =
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e sem pré-mistura em condições de
ultra lean combustion
. As principais conclusões deste trabalho foram:• Para a vasta gama de condições estudadas verificou-se que as emissões de NOx foram
sempre inferiores a 30 ppm@ 15% O2 e a eficiência global de combustão sempre superior a
97%.
• A adição de pequenas quantidades de hidrogénio ou de dióxido de carbono à mistura de combustível combinada com a aplicação de pré-mistura parcial ao combustível, ao invés da operação com chamas de difusão puras, é benéfica para o desempenho da presente câmara de combustão dado que promove a diminuição das emissões de NOx mantendo, ou
aumentando, os níveis da eficiência de combustão.
• A aplicação de pré-mistura parcial à mistura de combustível alarga a zona de operação da câmara de combustão onde o seu desempenho é o mais apropriado (emissões de NOx.inferiores a.10.ppm@15% O2 e eficiências de combustão superiores a..99,5%).
• O aumento da velocidade de entrada do ar de combustão na câmara de combustão reduz as emissões de NOx, presumivelmente devido ao aumento da taxa de recirculação interna
provocada pelo aumento da velocidade do ar, mas, no entanto, não altera a eficiência global de combustão, a qual permanece elevada.
A revisão bibliográfica revela que o efeito da concentração de vapor de água no oxidante no regime de combustão sem chama visível não foi praticamente objecto de nenhum estudo. Em sistemas com combustão convencional, Richard et al. (2003) realizaram um estudo sobre a adição de vapor de água e azoto em uma chama livre estabelecida em uma placa pré-aquecida. A Figura 2.22 apresenta a distribuição da temperatura ao longo do eixo da placa para as diferentes condições de estudo. As principais conclusões obtidas deste trabalho foram:
• O vapor de água atua como um diluente inerte e como um poço de energia. A temperatura máxima obtida é menor para a situação em que há adição de vapor de água relativamente a situação com ausência de adição.
• A adição de azoto e vapor de água reduzem as emissões de CO, sendo esta redução mais significativa quando se adiciona vapor de água.
Kobayashi et al. (2009) estudaram o efeito da adição de vapor de água a uma câmara a operar no regime de combustão HiTAC (High Temperature Air Combustion). O estudo foi realizado na gama de pressão entre 0,1 a 1 MPa. Para as condições atmosféricas não se observaram alterações significativas nas emissões de CO. Verificou-se uma redução das emissões de NOx, via mecanismo
térmico, devido ao arrefecimento da chama com a adição de vapor de água.
O presente trabalho pretende preencher a lacuna que atualmente existe na literatura em relação aos efeitos da adição de vapor de água no regime de combustão sem chama visível. Pretende-se também verificar o efeito da diluição da concentração de O2 no oxidante conciliado com a presença de vapor
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Figura 2. 22 – Distribuição da temperatura ao longo do
eixo da placa para as condições sem adição, com adição de vapor de água e com adição de azoto.
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3. Instalação e Técnicas Experimentais
3.1. Instalação experimental
A Figura 3.1 mostra fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de combustão e da própria câmara de combustão (lado direito). O pleno é utilizado para proteger a câmara de combustão e possui duas janelas de quartzo através das quais é possível visualizar o interior da câmara de combustão. O ar primário é injetado através dos dois orifícios colineares situados na parte superior do pleno. Os gases de escape deixam o pleno através da parte superior do pleno. A base do pleno é desmontável para possibilitar o acesso ao interior do pleno.
As fotografias do lado direito da Figura 3.1 mostram uma fotografia da câmara de combustão com as janelas de quartzo montadas (baixo) e uma fotografia da câmara de combustão (topo). Na fotografia debaixo é possível observar três tubos conectados à câmara de combustão, um na parte superior e os outros dois na parte lateral. O tubo localizado na parte superior é utilizado para injetar por forma a manter limpas as janelas de quartzo. Os tubos localizados na parte lateral da câmara de combustão são usados para injetar o ar secundário e o combustível na câmara.
A Figura 3.2 mostra fotografias de toda a instalação experimental, na qual é possível observar o pleno revestido com manta cerâmica de lã de vidro e papel alumínio. Na fotografia da direita da Figura 3.2 é possível observar a entrada da conduta para a alimentação do ar primário ao pleno e posteriormente
Figura 3.1 – Fotografias do pleno (lado esquerdo) onde se encontra instalada a câmara de
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à câmara de combustão no inferior do pleno. Na fotografia da esquerda da Figura 3.2 é possível observar a conduta de exaustão e a sonda utilizada para a recolha de gases de combustão para determinação das emissões gasosos.
A Figura 3.3 mostra esquematicamente a instalação experimental. O sistema de alimentação é constituído pelo ar secundário, inserido diretamente na zona de reação à temperatura ambiente, e pelo oxidante primário constituído por O2, N2 e H2O. O oxidante primário entra no pleno à temperatura
de 200 °C, onde é controlada através do painel de controlo do pré-aquecedor. Um segundo termopar do tipo K é utilizado para medir a temperatura do oxidante no interior do pleno, antes da sua entrada na câmara de combustão. Finalmente, existe um terceiro termopar do tipo K localizado na conduta de exaustão da câmara de combustão para medir a temperatura dos gases de escape. A saída do CEM foi montada após o pré-aquecedor para evitar que o azoto húmido entrasse em contacto com o ar frio, evitando assim a possibilidade de ocorrer condensação.
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O ar necessário para os ensaios é fornecido a partir de um compressor (10 bar). A Figura 3.4 mostra fotografias dos rotâmetros utilizados na monitoração do caudal de ar. O rotâmetro de maior dimensão, com capacidade de 300 L/min, foi utilizado para medição do ar injetado no oxidante primário, e o rotâmetro de menor dimensão, com capacidade de 100 L/min, foi utilizado para medição do caudal de ar secundário. Os caudais de metano, azoto e água foram medidos com o auxílio do caudalimetros mostrados na Figura 3.4. A Tabela 3.1 mostra as características dos medidores de caudal utilizados.
Figura 3.3 – Esquema da instalação experimental.
Analisador O2 Analisador CO e CO2
Analisador NOx
Tg
Tox
Analisador HC
Silica gel Filtro
Algodão Combustível, GN Pré-aquecedor Oxidante Termopar K Termopar K Sonda Condensador Água Água Ar primário Ar secundário Orifício calibrado Garrafas de calibração Bomba de diafragma CEM H2O N2 Água de arrefecimento 12 bit A/D
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Figura 3.4 – Rotâmetros (esquerda) utilizados para
medição dos caudais de ar e caudalímetros (direita) para medição dos caudais de metano, azoto e água.
Tabela 3.1 – Características dos medidores de caudal utilizados.
Equipamento Figura Marca-Modelo Gama de Operação Incerteza
Caudalimetro metano 3.4 OMEGA FMA-A2317 0 – 50 SLM +/- 4% Rotâmetro ar primário
3.4 Fischer & Porter 10A1197
0 – 300 NL/min +/- 2%
Rotâmetro ar secundário
3.4 Fischer & Porter 0 – 92 NL/min +/- 2%
Caudalimetro azoto 3.4 EL-FLOW F-211AV (cor vermelho) 0,4 – 100 NL/min +/- 0,5% Caudalimetro água 3.4 LIQUI-FLOW L23V12 (cor azul) 20 – 1200 g/h +/- 1%
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Para diluir o ar primário e adicionar vapor de água à sua composição foi utilizado um misturador da Bronkhorst designado por CEM (Controlled Evaporation and Mixing) mostrado na Figura 3.5. O sistema CEM é constituído de um controlador de caudal mássico calibrado para água, um controlador de caudal mássico calibrado para azoto e um dispositivo de evaporação e mistura com temperatura controlável. O sistema CEM permite obter caudais de água entre 0,25 g/h e 1200 g/h. À saída do CEM obtém-se azoto humidificado com a quantidade de água desejada em função da quantidade de caudal de azoto introduzida no dispositivo. A Figura 3.6 mostra a quantidade de água introduzida em função do caudal de azoto utilizado à temperatura de 200 °C. O sistema CEM é controlado através de um programa de computador no qual é possível definir os caudais de água e azoto e também a temperatura utilizada no processo. Foi utilizado azoto de garrafas com um grau de pureza superior a 99,8%.
Figura 3.5 – Sistema (CEM)
utilizado para injetar vapor de água no oxidante.
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O oxidante primário é constituído pelo ar primário diluído com o azoto humidificado que sai do CEM à temperatura de 200 ºC. Para evitar que a água condense quando entra em contato com o ar à temperatura ambiente foi utilizado um sistema de aquecimento para aumentar a temperatura do ar antes da mistura com o azoto húmido. A Figura 3.7 mostra o pré-aquecedor de ar utilizado, composto por resistências elétricas da Osram Sylvania, modelo SureHeat Max 30 kW. O sistema de aquecimento possui cinco serpentinas constituídas por elementos triangulares de aquecimento, fabricadas com fios de resistência Níquel-Cromo, inseridos em cinco tubos cerâmicos, por onde o ar se escoa. As temperaturas são monitorizadas por termopares do tipo K, com tempo de resposta de 2 ms, localizados à entrada e à saída do pré-aquecedor, e controladas por meio de um circuito digital. O pré-aquecedor tem a capacidade máxima de pré-aquecer 2045 NL/min de ar à temperatura de 760 °C e à pressão de 4 bar. O pré-aquecedor encontra-se posicionado à entrada do tubo de admissão de para o pleno, antes da ligação com o fluido que vem do sistema CEM – ver Figura 3.3.
Figura 3.6 – Quantidade de água introduzida em função
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Para o sistema de ignição foi utilizado um par de elétrodos modelo 01-FAG-060. O aparelho utilizado para provocar a descarga elétrica foi um Satronic ZT 930, 2x7 kV. A Figura 3.8 apresenta os principais componentes do sistema de ignição.
3.2. Câmara de Combustão
A Figura 3.9 mostra um esquema da câmara de combustão, no qual é identificar as entradas dos oxidantes e combustível. O oxidante primário é constituído por uma mistura composta por ar e azoto húmido. As entradas do oxidante primário são constituídas por 14 furos de 4 mm de diâmetro espaçados de 6,5 mm e dispostos de forma faseada, como se pode observar na Figura 3.10. A entrada de ar secundário possui 19 furos de 1 mm de diâmetro, espaçados de 2 mm. A injeção de combustível para o interior da câmara é feita através de 15 furos de 1 mm de diâmetro, espaçados de 2 mm. A Figura 3.11 apresenta um esquema da câmara de combustão, com todas as dimensões relevantes.
Figura 3.7 – Pré-aquecedor de ar (à esquerda) e o seu painel de
controlo (à direita).
Figura 3.8 – Equipamentos utilizados
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Figura 3.9 – Câmara de combustão em perspetiva.
Figura 3.10 – Geometria utilizada na câmara de combustão
para a injeção do oxidante primário.
Figura 3.11 – Esquema da câmara de combustão, com todas as
dimensões relevantes. Oxidant 194 R 1 8 0 Left inlet Secondary air Right inlet R35 ø4 ø4 Exhaust Fuel R 4 0 2 0 164 130 r θ z 120o 45o 20o 210o
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3.3. Operação e Procedimento Experimental
O funcionamento do sistema inicia-se com a abertura da valvula de gás, seguida da descarga elétrica para o estabelecimento da ignição. Devido às perdas de carga presentes na linha de injeção de gás apenas é possível introduzir 0,46 m3/h na câmara de combustão quando a válvula de corte se
encontra completamente aberta (o correspondente a aproximadamente 5 kW). Abre-se completamente a válvula de corte e liga-se o pré-aquecedor para uma temperatura de trabalho de 200 ºC. Em geral o tempo de espera para que no interior do pleno a atmosfera possua uma temperatura de 300 ºC é de aproximadamente 5 horas. A Figura 3.12 mostra uma fotografia do aspeto inicial da chama, sem ar secundário e azoto húmido, e a Figura 3.13 uma fotografia da chama após a introdução do ar secundário, onde é possível observar o estabelecimento de um vórtice central.
Após o pré-aquecimento da câmara de combustão estabelecem-se os caudais de combustível e ar primário (sem o azoto húmido), de acordo com a condição de teste. Nas condições da Figura 3.13, liga-se o dispositivo CEM, iniciando-se a introdução de azoto húmido. Ao fim de cerca de 1 hora após a introdução do azoto húmido estabelece-se o regime de combustão sem chama visível, como mostrado na imagem da direita da Figura 3.14. Na imagem da esquerda da Figura 3.14 ainda se observa uma ligeira zona azul, imediatamente antes de se atingir o regime de combustão sem chama visível.
Figura 3.12 – Fotografia da chama
