Desenvolvimento de uma Câmara de Combustão para uma
Turbina a Gás
David Correia Martins Nascimento
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Mecânica
Orientador: Prof. Mário Manuel Gonçalves da Costa
Júri
Presidente: Prof. João Rogério Caldas Pinto
Orientador: Prof. Mário Manuel Gonçalves da Costa
Vogal: Prof. Edgar Caetano Fernandes
Agradecimentos
Agradeço ao Professor Mário Costa pela paciência e disponibilidade demonstrada ao longo deste percurso realizado. Agradeço também pela oportunidade que me foi dada em tomar contacto com a realidade de um laboratório.
Agradeço ao Professor Yeshayahou Levy pela amabilidade e disponibilidade demonstrada durante e após o projeto AHEAD.
Agradeço ao Bruno pela transmissão de conhecimento e experiência da instalação durante o projeto AHEAD.
Agradeço ao Manuel Pratas pela ajuda e experiência demonstrada ao longo deste percurso. A participação ativa na reparação e remodelação da instalação foi imprescindível.
Agradeço aos meus colegas de laboratório Isabel, Miriam, João, Ana, Ribau, Duarte, Roberto, Gonçalo e Vera que acompanharam este percurso e tornaram a minha estadia no laboratório aprazível.
Por fim agradeço à minha família pela compreensão, apoio e o amor incondicional que me dão todos os dias, sem o qual não seria possível realizar este percurso.
Resumo
O trabalho desenvolvido centra-se na investigação experimental do efeito da diluição da água no oxidante, num modelo de câmara de combustão concebida para trabalhar numa turbina a gás. A caracterização experimental envolveu a utilização de analisadores de gases para medir as emissões das principais espécies químicas (O2, CO, CO2, HC e NOx) na exaustão da câmara de combustão.
As experiências foram realizadas com gás natural a uma potência de 1,7kW e a uma temperatura de oxidante de 200ºC. Variou-se o excesso de oxidante (4,6 ≤ λG ≤ 7) e fixaram-se várias composições
do mesmo de forma a averiguar o papel da água como diluente.
Durante as experiências, a diluição do oxidante reduziu a intensidade luminosa da chama e aumentou o volume da zona de reação. No entanto, a chama não desapareceu totalmente como no regime de chama não visível. As emissões de HC’s e CO aumentaram e os limites de extinção diminuíram com a diluição da água. Durante os testes com concentração de oxigénio fixa no oxidante, a substituição do azoto pela água revelou um aumento de emissões de HC's e CO, à semelhança dos testes de diluição.
Apesar do comportamento das emissões de NOx não ter sido possível de obter devido à proximidade das leituras do erro dos analisadores, verifica-se uma diminuição de NOx com a diluição da água. A emissão de NOx máxima que corresponde à condição de ar foi de 9 ppm@15%O2.corr.
Palavras-chave
Abstract
This work focuses on an experimental study of water's dilution effect in the oxidant, on a combustion chamber’s model of a gas turbine. The experimental study involved the use of gas analysers to measure the emissions of the main chemical species (O2, CO, CO2, HC and NOx) in the flue-gas.
The experiments were performed using natural gas with a constant power of 1,6kW and an oxidant temperature of 200°C. Excess of oxidant was varied (4,6 ≤ λG ≤ 7) for a series of oxidant compositions,
in order to address the water’s role on emissions.
In the experiments, the oxidant’s dilution promoted a reduction of the flame’s light brightness and an increase volume of the reaction zone. However, the flame didn´t disappeared completely as commonly found in Flameless regime. The CO and HC emissions increased with water dilution and extinction limits were narrowed. During the tests with fixed oxidant’s oxygen composition, the inert change (from Nitrogen to Water) revealed similar behaviour in CO and HC emissions.
Although the behaviour of NOx emissions was not possible to obtain due to the proximity of the
analysers’ reading error, there is an overall reduction of maximum NOx emissions with water dilution.
The maximum NOx emission corresponded to air condition with 9 ppm@15%O2.corr.
Keywords
Conteúdo
Agradecimentos ... i
Resumo ... ii
Abstract... iii
Lista de Figuras ... vi
Lista de tabelas ... viii
Simbologia ... ix 1. Introdução ... 1 1.1. Enquadramento ... 1 1.2. Presente contribuição ... 2 1.3. Estrutura da dissertação ... 2 2. Revisão bibliográfica ... 3 2.1. Turbinas a gás ... 3 2.1.1. Conceitos básicos... 3 2.1.2. Formação de Poluentes ... 6
2.1.3. Métodos de Controlo de Poluentes ... 11
2.2. Combustão sem chama visível ... 15
3. Instalação experimental e técnicas de medição... 29
3.1. Instalação experimental ... 29
3.2. Procedimento experimental ... 35
3.3. Técnicas de medição ... 36
3.3.1. Temperatura ... 36
3.3.2. Espécies Químicas ... 38
4.1. Princípios de funcionamento da câmara de combustão ... 41
4.2. Condições experimentais ... 42
4.3. Resultados ... 42
5. Fecho ... 50
5.1. Conclusões ... 50
5.2. Sugestões para trabalhos futuros... 51
6. Referências... 52
Anexos ... 56
Anexo A. Geometria da câmara ... 56
Anexo B. Características do Combustível ... 57
Lista de Figuras
Figura 1.1 Poluentes característicos emitidos numa turbina a gás de um avião (Masiol e Harrison,
2014). ... 1
Figura 1.2 Turbina AHEAD (Levy, et al., 2015) ... 2
Figura 2.1 Geometria e componentes básicos numa câmara de combustão de turbina a gás. (Lefebbre e Ballal, 2010) ... 4
Figura 2.2 Criação de recirculação na zona primária: Jatos opostos (a); Swilrl (b) e combinação de swirl e jatos opostos (c) (Costa e Coelho, 2007) ... 4
Figura 2.3 Configuração anular (a), tubular (b) e tubo-anular (c) (Lefebbre e Ballal, 2010) ... 6
Figura 2.4 Mecanismo de oxidação dos hidrocarbonetos (Turns, 2000) ... 9
Figura 2.5 Câmara de combustão RQL (Wulff e Hourmouziadis, 1997) ... 13
Figura 2.6 Variação da temperatura num sistema com recirculação de calor (a); Limites de flamabilidade em função do poder calorífico e da temperatura dos reagentes (b) (Tsuji, et al., 2003) 15 Figura 2.7 Esquema da fornalha regenerativa visionada em regime HITAC por Choi e Katsuki (2000) (a); Queimador proposto por Wünning (1997) (b) ... 16
Figura 2.8 Princípio de funcionamento do regime visionado por Wünning (1997) ... 17
Figura 2.9 Diagrama de estabilidade durante as experiências de Wunning (1997) em função da temperatura da fornalha e da taxa de recirculação. ... 17
Figura 2.10 Intensidade de quimiluminescência e campo de temperaturas na zona de combustão de uma chama de pré-mistura e uma chama em regime sem chama visível. (Plessing, et al., 1998) ... 19
Figura 2.11 Perfil da câmara de combustão de Yan e Naruse (1999) ... 20
Figura 2.12 Diagrama de estabilidade obtidas durante as experiências de Chung, et al. (1999) em função da concentração de oxigénio e da temperatura do oxidante ... 21
Figura 2.13 Modelo proposto por Levy et.al. (2004) (a); geometria da câmara de combustão FLOXCOM (b) ... 24
Figura 2.14 Experiência em condições de chamas de difusão (a) e pré-mistura (b) (Arghode e Gupta, 2010) ... 24
Figura 2.15 Perfil de linhas de corrente em metade da câmara de combustão para intensidades de taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm (a), 30MW/m3.atm (b) e 40MW/m3.atm (c) (Arghode e
Gupta, 2010) ... 25
Figura 2.16 Distribuição dos tempos de residência (a) e tempo de residência médio (b) (Arghode e Gupta, 2010) ... 25
Figura 2.17 Geometria da câmara de combustão de Duwig, et al. (2008) (a) e respectiva zona de combustão quimiluminescência (b) ... 26
Figura 2.18 Geometria da câmara de combustão de escoamento invertido de Kruse, et al. (2015) ... 26
Figura 2.19 Câmara de combustão de Göke, et al. (2014) ... 27
Figura 3.1 Esquema da instalação experimental ... 29
Figura 3.2 Câmara de combustão e suporte (a); Pleno (b) ... 30
Figura 3.3 Caudalímetro de combustível ... 31
Figura 3.4 Conduta de oxidante (a) e painel de controlo do pré-aquecedor (b). ... 31
Figura 3.5 Dispositivo CEM (a) e respetiva configuração dos caudalímetros (b). ... 33
Figura 3.6 Equipamentos utilizados no sistema de ignição ... 33
Figura 3.7 Esquema da Câmara de combustão ... 34
Figura 3.8 Perfil da câmara de combustão ... 35
Figura 3.9 Representação esquemática da sonda de recolha de gases de exaustão ... 38
Figura 4.1 Câmara de combustão à escala real ... 41
Figura 4.2 Efeito da diluição da água nas emissões de HC’s ... 44
Figura 4.3 Efeito da diluição da água nas emissões de CO ... 45
Figura 4.4 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de HC’s ... 46
Figura 4.5 Efeito da concentração volúmica da água no oxidante nas emissões de CO ... 47
Figura 4.6 Emissões de HC’s ... 48
Lista de tabelas
Tabela 1 Rotametros e Caudalimetros ... 32
Tabela 2 Características dos analisadores utilizados na análise de composição química dos gases de combustão. ... 39
Tabela 3 Misturas padrão utilizadas na calibração dos analisadores. ... 39
Tabela 4 Condições experimentais realizadas... 42
Tabela 5 Propriedades do gás natural fornecido pela rede ... 57
Simbologia
Caracteres Romanos
(A/F)st Razão ar/combustível mássico na estequiometria
Massa molar do constituinte i
Taxa de recirculação
Fração molar de oxigénio no oxidante
Fração molar de água no oxidante
Massa molar do combustível
Fração volúmica da espécie i
Caracteres Gregos
Excesso de oxidante global
Excesso de oxidante local
Densidade do combustível
Densidade do ar
Densidade da espécie i
Abreviaturas
FLOX Flameless Oxidation
FLOXCOM Flameless Oxidation Combustor
HITAC High Temperature Air Combustion
PCI Poder Calorífico Inferior
AHEAD Advanced Hybrid Engine Aircraft Development
1. Introdução
1.1.
Enquadramento
O sector de transportes engloba mundialmente 28% do consumo energético de fontes primárias, onde a energia proveniente de derivados do petróleo representa 93% da energia deste sector (IEA, 2012). No subsector da aviação, o principal combustível utilizado é o kerosene, que constitui um produto da refinação do petróleo (Masiol e Harrison, 2014). Em 2006 estima-se que o sector da aviação representou 11,2% do consumo energético dos transportes e contabilizou 5,8% do consumo total do petróleo a nivel mundial (Mazraati, 2010). Estima-se um crescimento anual de 5% por ano deste sector e prevê-se o mesmo comportamento nas próximas decadas, potenciado por economias emergentes (Masiol e Harrison, 2014).
Sendo o petróleo uma energia de origem fóssil, que apresenta reservas finitas, espera-se a sua extinção nas próximas décadas (Coelho e Costa, 2007). É necessária a procura de soluções alternativas que consigam dar resposta, na eventualidade da escassez desta fonte e ao mesmo tempo promover a redução de poluentes emitidos na atmosfera.
Entre as principais emissões consideradas como poluentes na aeronautica destacam-se as emissões de CO2 e NOx (Figura 1.1). As emissões antropogénicas de CO2 são consideradas o maior promotor
de efeito global de estufa, estimando-se que 2,5% do total das emissões antropogénicas de CO2
sejam provenientes do sector da aviação. A redução destas emissões obtém-se através da melhoria da eficiência do consumo do avião, que se traduz numa diminuição do peso e do atrito aerodinâmico do mesmo e do consumo específico da turbina (Grote, et al., 2014). As emissões de NOx são responsáveis pela formação de ozono e a produção é maior junto à camada superior da tropoesfera. Em 1992 estimou-se um aumento de 6% de Ozono a altitudes cruzeiro, em latitudes médias do hemisfério norte devido à aviação (Vedantham, 1999).
Figura 1.1 Poluentes característicos emitidos numa turbina a gás de um avião (Masiol e Harrison, 2014).
O projecto AHEAD (Levy, et al., 2015) teve como base o desenvolvimento de um avião que funcione com uma turbina a gás de dois estágios de pressão, com vista a diminuir as emissões de CO2 e NOx em 60%. Tal será obtido através da redução do consumo específico do avião e da utilização de
potenciais combustíveis que possam substituir o Kerosene. Na primeira câmara está prevista a combustão de hidrogénio em condições pobres e, na segunda a combustão de bio-fuels no regime de chama não vísivel.
Figura 1.2 Turbina AHEAD (Levy, et al., 2015)
1.2.
Presente contribuição
Esta dissertação tem como objetivo averiguar o efeito da diluição da água no oxidante na segunda câmara de combustão da turbina AHEAD. As experiências efetuadas constituíram o primeiro passo na validação do desenvolvimento da segunda câmara, onde o oxidante apresenta menores concentrações de oxigénio, devido à presença da água formada pela combustão do hidrogénio na primeira câmara. Duas análises foram conduzidas de forma averiguar o papel da água como diluente. Em primeira instância verificou-se o papel da diminuição da concentração do oxigénio no oxidante. De seguida, verificou-se qual era o papel da água como diluente em substituição ao azoto, onde a concentração de oxigénio no oxidante é mantida constante e a concentração de água é variada. Durante as experiências a potência é mantida constante e as emissões de CO, HC’s e NOx são comparadas numa gama de excesso de ar.
1.3.
Estrutura da dissertação
A tese é composta por cinco capítulos, sendo que o presente capítulo constitui a introdução. No capítulo 2 abordam-se conceitos que englobam: as câmaras de combustão de turbinas a gás, a formação de poluentes, os métodos comuns de controlo de poluentes nas turbinas e o regime sem chama visível. No capítulo 3 descreve-se a instalação experimental e os procedimentos experimentais associadas a esta. No capítulo 4, os resultados experimentais são expostos e discutidos. Por fim, no capítulo 5, encontam-se resumidas as principais conclusões deste trabalho, assim como algumas recomendações para trabalhos futuros.
2. Revisão bibliográfica
2.1.
Turbinas a gás
2.1.1.
Conceitos básicos
As câmaras de combustão de turbinas a gás têm de satisfazer uma gama lata de requisitos, cuja importância relativa varia de motor para motor (Lefebvre e Ballal, 2010). Entre os requisitos transversais destacam-se:
— Uma eficiência de combustão elevada; — Uma ignição suave e fiável;
— Latos limites de estabilidade; — Baixas quedas de pressão;
— Uma distribuição radial de temperatura à saída da câmara de combustão apropriada, de forma a maximizar a vida das pás da turbina e do estator;
— Baixas emissões de fumo e espécies gasosas poluentes;
— Ausência de flutuações de pressão e outras manifestações de instabilidades induzidas pela combustão;
— Tamanho e forma compatíveis com o invólucro do motor; — Concepção segundo o mínimo custo e facilidade de produção; — Fácil manutenção;
— Durabilidade e potencialidade de funcionamento com vários combustíveis.
Os requerimentos de maior relevância são um baixo consumo de combustível e baixas emissões de poluentes. No caso particular dos motores de avião, o tamanho e o peso são fatores de relevo a acrescer aos fatores anteriores. Nos motores industriais, fatores como a longa vida de funcionamento e a versatilidade de uso de combustíveis ganham maior importância.
Tendo em conta as constrições enunciadas, a geometria básica de uma câmara de combustão de uma turbina a gás toma a forma representada na Figura 2.1. Entre os componentes transversais a todas as turbinas destacam-se o liner, o casing, o difusor e o injetor de combustível.
Figura 2.1 Geometria e componentes básicos numa câmara de combustão de turbina a gás. (Lefebbre e Ballal, 2010)
A entrada do caudal de ar na câmara de combustão inicia-se no difusor. O difusor permite reduzir a velocidade do escoamento, de forma a diminuir as perdas de carga ao longo da câmara da combustão. À saída do difusor o ar bifurca-se entre a entrada principal da zona primária e a conduta, formada pelo liner e o caising, que permite levar ar à zona intermedia e a zona de diluição. O caudal de ar necessita de ser distribuído pelas zonas principais: zona primária, secundária e de diluição, consoante a necessidade de ar em cada uma. Em condições ideais, a razão de caudal ar/combustível na zona primária de combustão deve rondar os 18 kg ar/ kg combustível. Consoante a necessidade de controlo das emissões de NOx, esta razão pode atingir valores superiores dependendo da estabilidade da chama.
A zona primária tem como função principal ancorar a chama e permitir que a combustão se torne completa. A temperatura, a turbulência e o tempo de residência dentro da zona de reação são requisitos necessários para atingir a combustão completa. De forma a proporcionar condições favoráveis, um campo de baixas velocidades e temperaturas suficientemente altas terão de ser garantidos na zona de combustão. Independentemente do perfil de caudal de ar aplicado na concepção das câmaras de combustão, todas elas requerem a criação de um campo de recirculação toroidal de caudal de produtos de combustão na zona de entrada de ar e combustível, de forma a garantir uma fonte de ignição contínua dos reagentes. A recirculação de caudal de produtos de combustão pode ser obtida de várias formas. Os métodos mais comuns podem ser encontrados na Figura 2.2. A recirculação gerada pode ser obtida por swirl do caudal de ar (Figura 2.2.a) ou simplesmente pela injeção de ar através de orifícios na parede do liner na extremidade (Figura 2.2.b). Ambos os métodos podem ser aplicados em conjunto (Figura 2.2.c).
Figura 2.2 Criação de recirculação na zona primária: Jatos opostos (a); Swilrl (b) e combinação de swirl e jatos opostos (c) (Costa e Coelho, 2007)
No caso de as temperaturas na zona primária atingirem valores superiores a 2000K, CO e H2
formam-se devido a reações de dissociação. De forma a evitar o congelamento das espécies químicas na zona de diluição, que surge devido ao arrefecimento brusco proporcionado pelas grandes quantidades de ar fornecidas à mesma, uma zona intermédia é necessária, de forma a completar a combustão. Na zona intermédia (Figura 2.1), moderadas quantidades de ar são adicionadas aos produtos de combustão, de forma diminuir a temperatura para um nível intermédio e assim, promover a combustão de hidrocarbonetos não queimados, hidrogénio e monóxido de carbono provenientes da zona primária. Desta forma, é possível aumentar a eficiência de combustão e evitar que estes poluentes sejam libertados na atmosfera.
Depois da distribuição do ar da conduta formada pelo liner e o caising entre a zona primária e intermédia da câmara, o restante ar terá de ser admitido a jusante da zona de combustão, misturando-se com os produtos de combustão.
A zona de diluição tem como função receber o restante ar e proporcionar um caudal de ar com uma distribuição de temperatura adequada às pás da turbina. O perfil ideal de temperatura à entrada da turbina apresenta valores mínimos na base da lâmina, onde as tensões são mais elevadas, e também na extremidade da pá, de forma a proteger a vedação. O caudal de ar é admitido na corrente de gás através de uma ou mais filas de orifícios nas paredes do liner. O tamanho e forma dos mesmos são selecionados de forma a otimizar a penetração dos jatos de ar e promover a mistura do ar com os produtos de combustão.
A eleição de uma configuração particular de câmara de combustão vai depender amplamente da aplicação do motor e a necessidade de aproveitar o espaço disponível de forma eficiente. As duas configurações mais comuns são as câmaras de combustão do tipo tubular e anular. Entre estas duas configurações distintas, a câmara de combustão do tipo tubo-anular apresenta-se como a condição intermédia, onde número de liners tubulares são colocados dentro de um caising anular de forma equidistante.
A configuração do tipo tubular (Figura 2.3.a) apresenta liners cilíndricos montados concentricamente dentro de casings cilíndricos distribuídos axi-simetricamente na câmara de combustão. Esta configuração apresenta custos e tempos reduzidos no que diz respeito à sua concepção e uma integridade estrutural superior relativamente às outras configurações. Por outro lado, o comprimento e o peso elevado deste tipo de motor torna proibitiva a utilização desta configuração em aplicações de aeronáutica. A configuração ganha importância em aplicações industriais, onde a acessibilidade e a manutenção são considerados critérios relevantes.
A configuração anular (Figura 2.3.b) recorre a um liner e a um caising anulares, dispostos concentricamente. A câmara de combustão anular pode ser considerada a forma ideal dado que apresenta maior compacidade e menores perdas de carga relativamente às outras configurações. No entanto, esta configuração apresenta esforços de flexão elevados no caising.
A câmara de combustão do tipo tubo-anular (Figura 2.3.c) contém um conjunto de liners tubulares inseridos de forma concêntrica no interior de um único casing anular. Esta configuração procura tirar partido de ambas as configurações anteriormente enunciadas. Esta combina a compacidade da câmara anular e a resistência mecânica da câmara tubular. Contudo, requer interligações de forma a iniciar a chama nos liners, (como na configuração tubular) e manifesta dificuldades em criar um perfil de escoamento de ar satisfatório e consistente.
Figura 2.3 Configuração anular (a), tubular (b) e tubo-anular (c) (Lefebbre e Ballal, 2010)
2.1.2.
Formação de Poluentes
Entre os produtos de combustão emitidos por uma turbina a gás natural encontram-se: N2, O2, H2O, CO2, CO, HC's, NOx, SOx (caso do combustível apresente azoto ligado) e fuligem. A água (H2O) e dióxido de carbono (CO2) emitido na atmosfera não apresentam consequências diretas na saúde pública, no entanto são agentes que promovem o efeito global de estufa na atmosfera. NOx, CO, HCs e a fuligem têm consequências diretas na saúde. O monóxido de carbono (CO) é um gás incolor inodoro considerado tóxico que, consoante as concentrações inaladas, pode provocar tonturas, alterações do estado de consciência e, em casos extremos conduzir à morte. A fuligem, sendo matéria particulada na atmosfera, quando inalada, pode causar problemas respiratórios com lesões permanentes, sendo que a gravidade das mesmas é inversamente proporcional ao diâmetro das partículas emitidas. Os hidrocarbonetos (HC´s) emitidos podem compor-se de poliaromáticos que são considerados cancerígenos. Entre outros constituintes destaca-se também a matéria volátil orgânica (VOC) que, em conjunto com a fuligem e ozono troposférico, levam ao fenómeno de nevoeiro fotoquímico. O dióxido de enxofre (SO2) é um gás tóxico solúvel que, quando inalado, pode provocar edema pulmonar. Além das consequências diretas na saúde, é também percursor da chuva ácida na qual, os óxidos de enxofre reagem com água e oxigénio na atmosfera formando ácido sulfúrico. A emissão de óxidos de azoto tem consequências globais tanto na troposfera, como na estratosfera. Na primeira zona leva à formação de Ozono, enquanto na segunda leva à sua destruição.
O combustível utilizado no presente trabalho foi o gás natural. O gás natural pode apresentar vestígios de enxofre, mas não em quantidades suficientes para causar impacto na poluição. Em condições regulares de funcionamento da câmara de combustão, a formação de fuligem associada a
este combustível é diminuta. Os principais poluentes associados a este combustível são: o NOx, CO e os HCs.
Mecanismos de formação de NO
Usualmente, o NO forma-se na combustão, através da oxidação do azoto atmosférico ou de compostos orgânicos ligados ao azoto. Entre os mecanismos envolventes no processo de formação de NO, distinguem-se: o mecanismo térmico, geralmente associado a temperaturas elevadas durante o processo de combustão; o mecanismo imediato, onde os radicais de hidrocarbonetos formados durante a combustão conduzem à formação de compostos ligados de azoto (como HCN e CN) que posteriormente levam à formação de NO por oxidação; o mecanismo intermédio ou de óxido nitroso (N2O), cuja oxidação promove a formação de NO; e por ultimo, o mecanismo de combustível, no qual a oxidação de compostos de azoto presentes no combustível produzem NO. (Costa e Coelho, 2007)
Mecanismo Térmico
O NO formado pelo mecanismo térmico é geralmente associado à reação global:
(1)
As principais reações intermediárias no processo de oxidação do azoto são:
(2)
(3)
O conjunto de reações elementares estabelece o denominado mecanismo de Zeldovich. Uma prática comum é incluir a seguinte reação no processo de oxidação de azoto:
(4)
O conjunto destas três reações elementares forma o mecanismo estendido de Zeldovich. Dado que os agentes intervenientes desta ultima reação são radicais, a reação é independente da temperatura. A importância desta reação é inferior face às primeiras.
Uma das principais características do mecanismo térmico é a sua forte dependência da temperatura de combustão. A reação elementar (2) apresenta uma energia de ativação elevada, sendo considerada relevante para temperaturas superiores a 1800K.
Mecanismo Imediato (ou de Fenimore)
O mecanismo imediato está intimamente associado ao processo de oxidação dos hidrocarbonetos, onde radicais destes últimos reagem como azoto molecular de forma a produzir compostos de ciano e aminas. Entre as reações possíveis no processo de formação de NO via mecanismo imediato, as duas reações com maior relevo são:
(5)
(6)
A reação (5) é a de maior importância na formação de NO. A molécula HCN sofre as seguintes reações sequenciais que levam à formação de azoto: (7)
(8)
(9)
(10)
O mecanismo ganha maior importância para temperaturas baixas e pode, nessa situação, contribuir significativamente para as emissões totais de NO. Este mecanismo é dominante na combustão de misturas ricas de pré-mistura de hidrocarbonetos e em chamas de difusão, que podem contribuir em mais de 50% para a formação total de NO (Glassman e Yetter, 2008). Mecanismo Intermédio O mecanismo intermédio inicia-se pela seguinte reação: (11)
O óxido nitroso formado reage com radicais de oxigénio e hidrogénio segundo as reações: (12)
(13)
O mecanismo ganha importância face aos mecanismos anteriormente enunciados em misturas pobres , onde as temperaturas são relativamente baixas. (Turns, 2000)
Mecanismo de Combustível
O mecanismo de combustível é importante nos combustíveis que contém azoto ligado à sua estrutura molecular. A oxidação dos hidrocarbonetos durante o processo de combustão leva à formação de radicais HCN, que por sua vez dão origem a radicais NHi que reagem competitivamente com o O2 e
com o NO, formando-se NO e N2, respetivamente. O mecanismo é sensível à concentração local de oxigénio e à fração mássica de azoto no combustível e insensível à temperatura. (Costa e Coelho, 2007)
No trabalho realizado, o combustível é gás natural e não apresenta azoto ligado, sendo este mecanismo desprezável.
Mecanismos de oxidação dos HC’s
A combustão de hidrocarbonetos constitui um mecanismo complexo, no qual desencadeia-se a fragmentação e oxidação do combustível em constituintes menores que, por sua vez, oxidam e formam H2O e CO2 como produtos finais. O metano (CH4) constitui o principal componente do gás natural. A combustão do metano pode ser visualizada na sua forma genérica na Figura 2.4. A importância das reações é representada pela intensidade das linhas. Consoante a temperatura e a composição local onde ocorre a oxidação dos hidrocarbonetos, o peso relativo das vias de reação representadas pode apresentar mudanças. Na situação de misturas ricas e/ou temperaturas baixas, a formação de espécies intermédias mais pesadas são favorecidas. Um dos aspetos principais da oxidação dos hidrocarbonetos é a importância do papel dos radicais OH, O e H. Espécies intermédias sofrem um processo de desidrogenação através da reação com estes radicais, onde são produzidos H2O, OH e H2 respetivamente. Entre as reações mais importantes destaca-se a seguinte reação de ramificação de cadeia:
(14)
A reação (14) é uma das mais importantes reações de ramificação de cadeia na combustão de hidrogénio e hidrocarbonetos. O consumo de um radical H produz duas espécies de radicais, O e OH. Uma perturbação química que aumente a produção de radicais H leva ao aumento da taxa de reação da combustão. por aumentar a concentração local de radicais. (Kuo, 1986)
Mecanismos de oxidação do CO
O mecanismo da oxidação do CO é considerado um processo relativamente lento comparativamente às reações de oxidação dos hidrocarbonetos. Na ausência de uma atmosfera livre de hidrogénio e/ou água, ou seja, uma atmosfera sem radicais H, as principais reações envolventes no processo de oxidação são:
(15)
(16)
Devido à presença de hidrogénio e/ou água, radicais OH formam-se durante a combustão e levam à oxidação do CO segundo a reação: (17)
A reação (17) é considerada a reação dominante no processo de oxidação do CO e está dependente do equilíbrio químico de radicais O, OH, H durante o processo de combustão. As reações (15) e (16) apresentam menor peso a temperaturas elevadas. As principais reações envolventes no equilíbrio químico entre esses radicais e as moléculas O2, H2O e H2 são: (18)
(19)
(20)
(21)
(22)
Denote-se que durante oxidação de hidrocarbonetos, as taxas de reação destes com os radicais OH são superiores à reação principal (17) logo, existe uma competição entre a oxidação de compostos de hidrocarbonetos e a oxidação do CO segundo este mecanismo. Na combustão de hidrocarbonetos é frequente assistir-se a um atraso da oxidação de CO, face à presença de fragmentos de hidrocarbonetos ainda por oxidar. (Kuo, 1986) Além das reações enunciadas na oxidação do CO, a seguinte reação apresenta também uma rota para a oxidação do CO: (23)
A reação (23) é considerada de menor relevo face à reação (17) em condições de temperaturas elevadas e pressões relativamente baixas.
2.1.3.
Métodos de Controlo de Poluentes
Devido à consciencialização dos efeitos ambientais causados pelos poluentes emitidos durante a combustão, têm vindo a ser implementadas regulamentações de emissões de poluição, tanto a nível nacional como internacional, de forma a minimizar as emissões atmosféricas. As reduções de emissões de HCs e CO são bem aceites pela indústria, dado que as suas reduções implicam uma melhor eficiência de combustão e por sua vez permitem economizar gastos de combustível. Por outro lado, a diminuição das emissões de NOx (com vista a minorar os efeito poluente) não tem qualquer valor acrescentado. As emissões de NOx, convencionalmente, são associadas ao aumento de temperatura durante a combustão devido ao mecanismo térmico. Por outro lado, as emissões de CO e HC em condições pobres (regimes de turbinas a gás), tendem a diminuir consoante um aumento de temperatura. Devido à natureza contrária das emissões, as restrições de NOx involuntariamente têm um preço nas emissões de CO e HC’s. (Lefebbre e Ballal, 2010)
A diminuição de emissões de CO e HC’s em turbinas gás é realizada através de:
— Redistribuição correta de ar entre as zonas de combustão, de forma a manter a temperatura suficiente na zona primária de combustão;
— Aumento do volume e/ou do tempo de residência na zona de combustão;
— Redução de ar de arrefecimento nas paredes do liner na zona primária de combustão, de forma a prevenir o congelamento das reações de espécies intervenientes na combustão;
— No caso de combustíveis líquidos, uma melhor atomização do combustível.
O controlo das emissões de NOx tem de ser conjugado com as emissões de CO e HC’s. De seguida apresentam-se métodos, comuns e em desenvolvimento, de controlo de emissões nas turbinas a gás.
Câmaras de combustão de pré-mistura pobre
As câmaras deste tipo recorrem à pré-mistura do ar e combustível a montante da zona de combustão, de forma evitar zonas pontuais com temperatura elevada que possam contribuir para formação de NOx via mecanismo térmico. A mistura de ar/combustível fornecida à zona de combustão é realizada de forma a câmara operar em estequiometrias próximas dos limites pobres de extinção de chama; de modo a reduzir a temperatura no interior da zona de combustão. A câmara de combustão subdivide-se em três zonas; uma zona onde o combustível é injetado e misturado com o ar de forma a criar uma mistura homogénea pobre; a zona de combustão onde a chama é estabilizada através da recirculação interna dos produtos de combustão e por fim uma zona de diluição. As câmaras de combustão de pré-mistura pobre apresentam níveis de emissões de NOx extremamente baixos que podem atingir os 9 ppm (EEA, 2008). No entanto, estas podem sofrer problemas de ressonância acústica, que provocam instabilidade de chama, retorno de chama e autoignição durante a preparação da mistura homogénea em condições de potência elevadas. A necessidade de uma zona de pré-mistura implica um peso e uma integridade estrutural superior, tornando esta configuração
difícil de implementar na indústria aeronáutica. Outro fator a ter em conta é o tempo de residência necessário para atingir a oxidação do CO em condições de temperaturas baixas. A necessidade de concluir a combustão levam ao aumento do volume da câmara.
Recirculação (externa) dos produtos de combustão (RPC)
Este método tem como fundamento diminuir a temperatura de chama de forma a reduzir as emissões de NOx via mecanismo térmico. A diminuição da temperatura de chama é atingida através da reintrodução de produtos queimados na zona de combustão, que podem ser introduzidos juntamente com ar de combustão e/ou o combustível. A natureza desta diminuição é atribuída sobretudo à diminuição de oxigénio na zona de reação, mas também ao aumento da capacidade térmica dos reagentes por introdução de CO2 e H2O. As emissões de NOx conseguem ser reduzidas, contudo, a aplicação deste método pode aumentar as emissões de CO e HC’s. Adicionalmente, para taxas de recirculação superiores a 30%, a chama é passível de se extinguir. (Costa, et al., 1996)
Injeção de água/vapor de água
O método de injeção de água, tal como o método RPC, tem como objetivo diminuir as emissões de NOx através da diminuição de temperatura na zona de combustão. A água, no seu estado líquido ou gasoso, quando adicionada nas câmaras de combustão funciona com poço de calor, sendo mais eficiente no estado líquido devido ao calor latente de vaporização. A água pode ser introduzida no ar de combustão ou diretamente na chama através de orifícios junto à injeção de combustível. A aplicação deste processo é concretizável nas turbinas a gás estacionárias, sendo inapropriada em aplicações aeronáuticas. Este processo vai estar dependente da disponibilidade da água e incorre em gastos acrescidos, devido à necessidade de tratamento de água e ao aumento do consumo específico da turbina. A introdução da água pode ter como consequência o aumento das emissões de CO e HC’s, deteriorando a eficiência de combustão.
Câmaras de combustão com geometria variável
As câmaras de combustão convencionais apresentam uma estreita gama de excesso de ar de baixas emissões de poluentes. A escolha da geometria e das proporções de caudal de ar distribuídas em cada zona da câmara de combustão é realizada segundo uma relação de compromisso entre a melhor eficiência e as menores emissões possíveis dentro das condições nominais de funcionamento. A câmara de combustão de geometria variável ideal tenta conciliar estas situações extremas. Em condições de potências elevadas permitiria aumentar a quantidade de ar na zona primária de combustão, de forma a diminuir a temperatura e consequentemente as emissões de NOx. Em condições de potências baixas possibilitaria a redução de caudal de ar na zona primária de combustão, mantendo temperaturas suficientemente altas dentro da zona de combustão, para assim permitir a combustão completa dos HC’s e do CO. A aplicabilidade deste tipo de câmara de combustão tem especial interesse na indústria aeronáutica, onde as turbinas a gás apresentam latas
gamas de trabalho. O principal impedimento na concepção e implementação deste tipo de câmara é a fiabilidade e segurança devido à sua complexidade estrutural.
Câmaras de combustão com estagiamento de combustível
As câmaras de combustão de estagiamento de combustível abordam as emissões de forma similar às câmaras de combustão de geometria variável, a principal diferença reside no método utilizado. O caudal de ar nesta situação é fixo e o caudal de combustível é distribuído de injetor para injetor dentro da câmara. De forma obter a gama pretendida de excesso de ar, um grupo de queimadores são desligados conforme a necessidade de manter o excesso de ar nos restantes queimadores na gama pretendida. Deste modo, as emissões de poluentes conseguem ser reduzidas de forma similar ao estagiamento de ar. (Wulff e Hourmouziadis, 1997)
No estagiamento de combustível nas turbinas a gás, os queimadores são incorporados numa única unidade, de forma a reduzir o peso e o volume da câmara. A câmara apresenta duas ou mais zonas de combustão, onde o caudal de combustível é alternado conforme as necessidades de potência. As câmaras de combustão de turbinas a gás deste tipo apresentam uma zona destinada a funcionar em condições de potências baixas. Esta funciona como chama piloto para a zona principal de combustão em condições elevadas de potência. A principal diferença entre as câmaras é a disposição dos queimadores, estes podem estar em paralelo ou em série. As câmaras de combustão de estagiamento de combustível permitem menores emissões face às câmaras convencionais. Em contrapartida, apresentam uma maior complexidade no sistema de alimentação de combustível e podem apresentar dificuldades em manter um perfil de temperaturas adequado às pás das turbinas.
Câmaras de combustão RQL (Rich-Burn, Quick-Quench, Lean-Burn)
As câmaras de combustão RQL subdividem a combustão em duas zonas, uma zona de combustão inicial rica seguida de uma região de combustão pobre de forma a diminuir a formação de NOx via mecanismo térmico (Figura 2.5).
Na zona rica de combustão, a combustão é realizada em condições ricas de mistura, de forma a diminuir a temperatura e consumir o oxigénio nos produtos de combustão. Como consequência, os gases de combustão nesta zona apresentam baixas emissões NOx e emissões de CO, HCs e fuligem consideráveis. De forma a consumir estes poluentes, é introduzido ar na câmara de maneira a criar uma mistura homogénea pobre que impeça a formação de NOx. A eficiência deste método de controlo de emissões vai depender da eficácia da suspensão da combustão durante a mistura de ar com os produtos provenientes do primeiro estágio de combustão. Uma das principais vantagens deste método é a diminuição de emissões de NOx de combustíveis com azoto ligado. Esta realiza-se através da conversão dos radicais de azoto em azoto molecular, em condições de supressão de oxigénio obtidas na zona primária de combustão.
Câmaras de combustão catalíticas
As câmaras de combustão catalíticas recorrem a um catalisador de forma iniciar e promover a combustão de misturas de ar/combustível na fase gasosa que apresentam coeficientes de excesso de ar abaixo dos limites pobres de flamabilidade. A combustão ocorre a temperaturas reduzidas, o que permite inibir a formação de NOx via mecanismo térmico. Na zona a jusante do catalisador, a temperatura tem de ser suficientemente elevada de forma a completar a combustão dos HCs e CO. A montante do catalisador, à semelhança das câmaras de pré-mistura pobre, uma zona de pré-mistura do ar e combustível tem de ser realizada de modo uniforme. No sentido de iniciar as reações catalíticas de combustão, a mistura tem de ter uma temperatura suficiente (pelo menos 700K) e tem de apresentar homogeneidade, de forma a impedir misturas ricas na zona de reação do catalisador. A fraca homogeneidade provoca temperaturas locais altas que podem levar à deterioração do catalisador e da eficiência da combustão. As câmaras de combustão conseguem atingir valores de NOx da ordem dos 3 ppm (EEA, 2008), contudo apresentam gamas relativamente estreitas de funcionamento, dada as limitações de temperatura nas várias zonas da câmara de combustão. Paralelamente, a integridade estrutural do catalisador a temperaturas típicas de turbinas a gás demonstra ser um desafio face ao seu tempo de vida espectável.
Redução catalítica seletiva
O método de redução catalítica seletiva permite reduzir as emissões de NOx na exaustão da turbina, através da conjugação de um catalisador e da introdução de amónia nos gases de exaustão. A amónia junto à superfície do catalisador reagirá com o NOx de forma a obter azoto molecular segundo as reações globais:
(24)
(25)
A gama ótima de temperaturas de exaustão para a diminuição de NOx encontra-se entre os 570 e 720K. Tal pode implicar a introdução de regeneradores de calor na exaustão de forma a garantir a temperatura ótima com vista à redução de NOx.
2.2.
Combustão sem chama visível
Durante a crise do petróleo de 1973, tomou-se consciência da necessidade de diminuir o consumo específico de sistemas de combustão em todos os sectores energéticos e procurar uma maior versatilidade de combustíveis que pudessem aliviar a dependência energética do petróleo (Tsuji, et al., 2003). Uma das áreas em desenvolvimento nessa época foi a combustão de combustíveis de baixo poder calorífico, em condições muito pobres que, em situações de temperatura e pressão atmosféricas, não tinham condições para sustentar a combustão. Uma das formas encontradas para superar esta dificuldade foi aumentar as taxas de reação, através do aumento da temperatura dos reagentes; assim a mistura consegue expandir os limites de flamabilidade (Figura 2.6b). De modo a evitar o uso de uma fonte externa de calor para aumentar a temperatura dos reagentes, o método de recirculação de calor demonstrou ser a solução evidente. O método consiste simplesmente em reintroduzir parte da energia dos produtos de combustão nos reagentes, através de transferência de calor (Figura 2.6.a). O método em si não é novo, a transferência de calor entre produtos de combustão na exaustão para aquecer o ar, através de um recuperador de calor, é comum nas fornalhas, de forma a aumentar a eficiência térmica. O principal entrave à utilização desta tecnologia, na sua forma original, é o aumento de emissões de NOx devido às temperaturas elevadas na zona de reação, o que restringe a quantidade calor que pode ser aproveitado na exaustão. Weinberg (1996) aplicou este princípio de forma bem sucedida no seu queimador para misturas muito pobres sem recurso à utilização de pré-aquecimento durante condições nominais de funcionamento.
(a) (b)
Figura 2.6 Variação da temperatura num sistema com recirculação de calor (a); Limites de flamabilidade em função do poder calorífico e da temperatura dos reagentes (b) (Tsuji, et al., 2003)
A recirculação de calor é um método auxiliar comum na aplicação de combustão sem chama visível. A necessidade deste método ganha importância no campo das fornalhas regenerativas e recuperativas, onde tem especial interesse a combustão de combustíveis de baixo poder calorífico em condições pobres. Esta é utilizada como fundamento do regime segundo a forma HITAC.
Durante a década de 90, o regime foi desenvolvido segundo duas formas - uma intitulada de HITAC por Choi e Katsuki (2000), e outra designada de Flameless por Wünning (1997). Ambos os autores atingiram o regime, mas os postulados apresentaram algumas diferenças na imposição da temperatura de oxidante. O regime HITAC foi formulado especificamente para fornalhas regenerativas (Figura 2.7.a), baseando-se no princípio de recirculação de calor, em que o ar necessita de ser
pré-aquecido a temperaturas elevadas (T ≥ 1000ºC) de forma a que, quando diluído com os produtos de combustão e misturado com o combustível a elevadas taxas de recirculação, atingisse temperaturas acima do limite de temperatura de autoignição. Wunning obteve o regime num queimador de uma fornalha e apenas referiu a necessidade de uma temperatura mínima nos produtos de combustão a serem recirculados (T ≥ 800ºC). Wünning construiu um queimador (Figura 2.7.b) com dois modos de operação. No primeiro, durante o aquecimento, a fornalha funciona em modo de chama de pré-mistura. No segundo, após o pré-aquecimento, onde as temperaturas da fornalha são suficientemente elevadas, o queimador funciona em modo de chama invisível.
(a) (b)
Figura 2.7 Esquema da fornalha regenerativa visionada em regime HITAC por Choi e Katsuki (2000) (a); Queimador proposto por Wünning (1997) (b)
Os princípios subjacentes do regime são similares ao modo de recirculação externa. O regime recorre à recirculação de produtos de exaustão de forma a diluir os reagentes e diminuir a temperatura de chama e, consequentemente, as emissões de NOx. A recirculação de produtos de combustão é definida como:
(26)
Onde é o caudal de produtos de combustão a serem recirculados, é o caudal de ar e é o caudal de combustível.
A implementação do regime visionado por Wünning está exemplificada na Figura 2.8. No estágio I, o ar é misturado com os produtos de combustão de forma uniforme. No estágio II o combustível é adicionado ao ar diluído por produtos de combustão. Dada a recirculação de produtos de combustão, a temperatura adiabática de chama é menor e, consequentemente, as emissões de NOx são inferiores. No terceiro estágio é extraído calor que será aplicado no processo.
Figura 2.8 Princípio de funcionamento do regime visionado por Wünning (1997)
No queimador de Wünning (Figura 2.7) o princípio de funcionamento é realizado através de um injetor de combustível central distanciado dos injetores coaxiais de ar. A recirculação interna é gerada entre o ar e os produtos de combustão por arraste, que de seguida, misturam-se com o combustível.
Durante as experiências foram identificadas 3 zonas (Figura 2.9). A zona (A) apresenta chamas de difusão estáveis até taxas de recirculação entre 0,3 a 0,5 consoante a temperatura da fornalha. A zona (B) apresenta chamas instáveis que podem sofrer de descolamento ou mesmo extinção, caso a temperatura da mistura dos reagentes com os produtos de combustão seja inferior à temperatura de autoignição. A zona (C) apresenta a chama estável no regime sem chama visível e foi obtida para taxas de recirculação superiores a 3.
Figura 2.9 Diagrama de estabilidade durante as experiências de Wunning (1997) em função da temperatura da fornalha e da taxa de recirculação.
As fronteiras definidas na obtenção do regime não estão dissociadas da geometria do queimador e dependem do combustível utilizado. A obrigatoriedade de o regime não apresentar chama visível é questionada por vários autores (Caliere e Joannon,2004; Tsuji, et al.,2003). É comum referenciar o
início do regime para uma composição de oxidante com fração volúmica de oxigénio inferior a 10-13%.
Wünning, apesar de não subscrever a temperatura do ar, sugere que, em fornalhas, o regime deve estar associado a sistemas recuperativos ou regenerativos, de forma a maximizar a poupança de energia. Dado que a energia sob forma de calor é extraída no interior da fornalha, a diminuição de temperatura neste regime pode causar instabilidades na chama ou mesmo extinção. Segundo o princípio de recirculação de calor, o problema é ultrapassado, pois a temperatura dos produtos de combustão vai estar dependente da quantidade calor reintroduzida na fornalha, sendo independente da estequiometria e do poder calorífico dos combustíveis.
Plessing, et al. (1998) estudaram o regime numa fornalha com a exaustão localizada junto à injeção de combustível e ar, numa perspetiva de avaliar a zona de reação. Na fornalha utilizaram um queimador FLOX de Wünning onde comparam a quimiluminescência dos radicais OH e a temperatura da zona de reação em duas chamas: uma chama de pré-mistura de elevada turbulência num queimador de bunsen e uma chama no regime de chama invisível. A experiência foi realizada a uma potência de 10kW, em condições estequiométricas, onde a temperatura de pré-aquecimento de ar foi de 500ºC e a temperatura no interior da fornalha de 900ºC. Verificou-se que a zona de reação no regime sem chama visível, comparativamente à zona de reação de uma chama de pré-mistura, apresenta menor intensidade e uma distribuição mais uniforme de quimiluminescência dos radicais OH. A temperatura na zona de reação do regime de chama invisível não apresenta elevados picos de temperatura, sendo que esta manteve-se sempre abaixo de 1300ºC. (Figura 2.10)
Figura 2.10 Intensidade de quimiluminescência e campo de temperaturas na zona de combustão de uma chama de pré-mistura e uma chama em regime sem chama visível. (Plessing, et al., 1998)
A diluição dos gases de exaustão demonstrou aumentar os tempos químicos comparativamente aos tempos de turbulência, permitindo uma zona de reação distribuída de maior volume.
O regime surgiu nas fornalhas portanto, a injeção de combustível é geralmente realizada separadamente do ar por questões de segurança. Apesar de o regime ser mais fácil de se estabelecer através de chamas de difusão, é possível atingi-lo com chamas com entradas de ar e combustível coaxiais (Castela, et al., 2012) e de pré-mistura (Li, et al., 2011), desde que se estabeleçam as condições necessárias de temperatura e quantidade de movimento na injeção do caudal. O principal requisito é criar condições necessárias à mistura dos produtos de combustão com o ar e o combustível de forma a evitar a oxidação, antes de se dar a combustão em condições diluídas de oxigénio. Para isso, é necessário utilizar caudais elevados para produzir uma mistura intensa que seja capaz de inibir as reações no estágio de diluição.
Efeito da diluição do Oxidante
Yuan e Naruse (1999) abordaram numericamente o efeito de diluição do oxidante na geometria da câmara de combustão de Kasahara e Hasegawa (1996), de forma a comprovar a hipótese levantada de a capacidade térmica dos reagentes influenciarem a temperatura de chama. A chama turbulenta (Figura 2.11) é criada em condições de escoamento transverso, onde o oxidante admitido é constituído por ar diluído com espécies químicas inertes (Ar, He), espécies químicas estáveis (CO2,
N2) e gás de exaustão (N2,H2O,CO2). A temperatura do oxidante foi fixa a 1223K, manteve-se o caudal de oxidante constante a 15 m3/h e variou-se a composição de inertes e a concentração de oxigénio. O combustível escolhido foi formulado com uma mistura de 97%C2H6 e 3%N2. O caudal do mesmo manteve-se constante a um valor de 0,053 m3/h. Verificou-se a diminuição da temperatura máxima de chama com a diminuição da concentração de oxigénio e com o aumento de calor específico em base molar (KJ/kg.Kmol). As diferenças de temperatura máxima entre diferentes composições foram superiores em condições de baixas concentrações de oxigénio. O Árgon e o Hélio não apresentaram o mesmo comportamento devido aos coeficientes de difusão turbulentos.
Figura 2.11 Perfil da câmara de combustão de Yan e Naruse (1999)
Chung, et al. (1999) estudaram o efeito da diluição do azoto no oxidante. A experiência foi realizada numa geometria similar aos estudos realizados por Kasahara e Hasegawa (1996), onde se estudou duas diferentes posições de injetores numa câmara cilíndrica: um injetor axial à entrada oxidante e um injetor radial. O combustível escolhido foi LPG com um caudal de 2L/min, que correspondeu a uma potência de 10kW. A composição do oxidante no que diz respeito à fração volúmica de oxigénio e às temperaturas de oxidantes estudadas encontra-se na Figura 2.12. As experiências demonstraram um aumento de emissões de CO e NOx com o aumento da temperatura do oxidante e a diminuição da fração volúmica de O2. O injetor axial apresentou maiores emissões do que o injetor radial, apesar das emissões de CO não ultrapassarem os 100ppm. O injetor radial foi escolhido para as análises de quimiluminescência dos radicais OH, CH e C2, de forma a estudar o efeito green flame
e para a identificação das zonas de estabilidade de chama. Para temperaturas superiores a 900ºC foi possível obter uma chama estável para frações volúmicas de 5%O2. Para temperaturas abaixo dos 900ºC, a estabilidade de chama foi significativamente reduzida para concentrações inferiores a 10%O2. Para temperaturas de 400ºC, apenas foi obtida chama com concentrações de oxigénio de 15%O2.
Figura 2.12 Diagrama de estabilidade obtidas durante as experiências de Chung, et al. (1999) em função da concentração de oxigénio e da temperatura do oxidante
No que diz respeito à quimiluminescência, verificou-se que um aumento de temperatura provoca um aumento de intensidade desta, enquanto uma diminuição da fração de oxigénio provoca a sua diminuição. O volume de intensidade de quimiluminescência está associado à zona de reação. Este aumentou com a diminuição de fração de oxigénio e o aumento da temperatura. Também se verificou que a zona de reação se desloca em direção à saída de exaustão consoante a diminuição de concentração de O2 no oxidante através da intensidade de quimiluminescência dos radicais CH e C2.
Para uma temperatura fixa de oxidante de 1000ºC, observou-se a mudança de cor azul para a cor verde com a diminuição de concentração de oxigénio, ocorrendo um aumento de intensidade de radicais C2 e uma diminuição de intensidade de radicais CH. Os autores sugerem que localmente a
chama pode ter regiões ricas, podendo influenciar localmente a estequiometria. No entanto, sublinham que provavelmente existem outros fenómenos que podem estar associados, nomeadamente a temperatura e a pré-mistura parcial podem influenciar as observações, devido ao atraso de ignição da chama.
Silke, et al.(2007) estudaram o efeito da capacidade térmica dos inertes no atraso à ignição do metano. Em tubos de choque estudaram misturas de metano com oxigénio/árgon e oxigénio/azoto para temperaturas de 1500K e 1800K a 1,8 atm. Observaram um maior atraso da ignição com azoto como diluente comparativamente ao árgon, devido à sua maior capacidade térmica para baixas temperaturas. Em temperaturas elevadas (T=1800K) a diferença não foi significativa.
Dagaut e Cong (2009) estudaram o efeito de diluição da água no oxidante na combustão do metano para razões de equivalência entre 0,1 a 1,5 e temperaturas compreendidas entre 800K e 1300K, com tempos de residência constantes. Foram realizados testes num reator de mistura perfeita, em tubos de choque e em chamas de pré-mistura. Verifica-se que a presença da água influência quimicamente
a combustão do metano, levando a maiores atrasos à ignição, menores velocidades de chama em situação de pré-mistura e a inibição da combustão do metano. A água também tem um papel importante na mudança da via de oxidação do metano. Em condições pobres verifica-se que a oxidação do metano apresenta maiores concentrações de CH2O do que C2H6. A situação reverte-se
em condições ricas.
Entre as principais observações, destaca-se a influência da água nos radicais O, H e OH num reator de mistura perfeita para condições muito pobres (Ф=0,3). Verifica-se que a diluição da água (10%H2O) face à mesma diluição de azoto, em condições pobres num reator de mistura perfeita, tem efeito nas seguintes reações químicas:
(18)
2 + (21)
(22)
(27)
(28)
A reação (21) provoca a diminuição da concentração do radical de oxigénio e a reação (22) é responsável pela diminuição da concentração do radical H, devido à maior eficiência da água em relação ao azoto como agente inerte intermediário em reações trimoleculares. Deste modo, as concentrações locais de H e O são reduzidas, logo uma inibição as reações (18), (27) e (28).
A influência da água em condições típicas de turbinas foi estudada no que diz respeito às emissões de NOx em chamas de pré-mistura. De forma a dissociar os efeitos químicos dos efeitos termodinâmicos da água, recorreu-se computacionalmente a um elemento fictício inerte com diferentes propriedades termodinâmicas (Cp). e modificou-se a eficiência das reações trimoleculares (ε) de modo a comparar com a diluição da água. Escolheu-se uma temperatura de 700K e uma pressão de 20 bar, como representativas das condições das turbinas. Estudaram-se duas condições de razão de equivalência, uma razão de equivalência pobre (Ф=0,5) e uma razão de equivalência estequiométrica (Ф=1), de forma averiguar os mecanismos dominantes nas situações extremas de temperatura de pós-chama. Diluiu-se o ar com 20% de um inerte fictício com as propriedades intercaladas do azoto (Cp e ε). Verificou-se, em condições estequiométricas, que as emissões de NO dependeram maioritariamente do calor específico (CpH2O>CpN2). Em condições pobres os efeitos
químicos ganharam alguma importância, apesar da maior parte da redução do NO ser devida ao calor específico da água. Verificou-se quimicamente que a redução do radical O foi o principal promotor da redução de NO via a reação (2).
Tabacco, et al.(2007) estudaram numericamente o efeito da água na combustão em regime sem chama visível, na perspetiva de produção e destruição de radicais O, OH e H. Em pressões atmosféricas na combustão de metano, a uma temperatura de oxidante de 1100K, em condições
pobres (λ=1,8) e com uma recirculação de produtos de combustão de 4 a temperaturas de 1280K, a produção de radicais OH é favorecida em detrimento dos radicais O e H, devido às reações com a água. A reação (18) que é uma reação de ramificação de cadeia é suprimida. Estes achados sugerem que o radical OH tem papel predominante na desidrogenação do metano relativamente aos outros mecanismos via radicais O e H. O mecanismo de óxido nitroso, em circunstâncias pobres, demonstra ser dominante em regime de chama não visível. A introdução de água afeta o equilíbrio de produção de NO ao inibir a sua formação, segundo mecanismos que envolvam o radical O. A recombinação de N2O com o radical OH em N2 salienta-se como reação de término importante na inibição de formação de NO. O mecanismo de Zeldovich, através de introdução de água, não é só diminuído pela temperatura, mas também pela diminuição local da concentração do radical O, que é fundamental na iniciação do mecanismo. Este mecanismo, em condições de regime sem chama visível, demonstra ter menor importância que os outros mecanismos. O mecanismo imediato é inibido pela diminuição da concentração local de radicais O segundo a seguinte via:
(29)
Estudos de Flameless em condições de Turbinas a gás
O regime de chama não visível apresenta-se amplamente estudado em fornalhas e tem sido alvo de estudo na aplicação de câmaras de combustão de turbinas a gás. As turbinas a gás, comparativamente às fornalhas, podem apresentar tempos de residência inferiores na ordem de duas casas decimais, sendo comuns valores de 5 ms (Wulff e Hourmouziadis, 1997). A temperatura do oxidante deixa de ser controlável e fica dependente do funcionamento da turbina. A temperatura de ar pode variar entre 450K e 900K (Lefebbre e Ballal, 2010), consoante a potência de funcionamento e o rácio de pressão. Nestas circunstâncias, a gama ótima de funcionamento é estreita. A dificuldade inerente à aplicação do regime é conciliar as emissões de HC’s e CO com as emissões de NOx. Por um lado, os tempos químicos característicos do regime são superiores, o que leva a zonas volumétricas de reação maiores e a necessidade de maiores tempos de residência de forma a completar a combustão. Por outro lado, a presença de temperaturas baixas, associadas a potências nominais baixas, pode conduzir à instabilidade de chama ou mesmo a sua extinção.
Levy, et al. (2004) propuseram um modelo de forma atingir o regime sem chama visível através de recirculação interna, onde o ar e os produtos de combustão admitidos são misturados previamente, antes de reagirem com o combustível. (Figura 2.13)
O modelo foi implementado numa câmara de combustão durante o projeto FLOXCOM (Levy, Y. et al. 2003), que foi alvo de estudos à pressão atmosférica por Melo (2008) com várias adaptações nas entradas de ar.
Durante os testes sem reação química verificou-se. através do campo médio de velocidades, uma grande zona de recirculação em todas as condições estudadas. A recirculação de caudal permaneceu
relativamente constante com variações de 0,4 a 1 de geometria para geometria. A recirculação demonstrou ser determinada essencialmente pela geometria da câmara de combustão. Em todos os modelos estudados verificaram-se emissões de NOx inferiores a 10 ppm (@15%O2 corr.), independentemente das condições experimentais. Contudo, as emissões de HC e CO foram elevadas, a melhor geometria (modelo A2SH) apresentou diminuições de CO e HC com o aumento de excesso de ar e obteve valores mínimos de 2000 ppm e 100 ppm respetivamente. A eficiência desta geometria demonstrou variar entre 96% e 99%. Durante os testes intrusivos de espécies químicas e temperaturas realizados nesta geometria, observou-se um perfil de temperaturas uniforme. As temperaturas foram inferiores a 1850K e as concentrações de oxigénio foram baixas. O efeito de mecanismo térmico foi inibido pelos dois fatores.
(a) (b)
Figura 2.13 Modelo proposto por Levy et.al. (2004) (a); geometria da câmara de combustão FLOXCOM (b)
Arghode e Gupta (2010) estudaram numericamente e experimentalmente o efeito do confinamento em tubos de quartzo (Figura 2.14). Os diâmetros dos tubos foram escolhidos de forma a obter intensidades de taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm, 30MW/m3.atm e 40MW/m3.atm. Nestas circunstâncias, as intensidades das taxas de libertação de calor são da ordem de grandeza das turbinas a gás industriais (40MW/m3.atm), conseguindo-se obter tempos de residência comparáveis. A experiência foi realizada em condições de chama de pré-mistura e de chama de difusão para uma potência de 25kW e o caudal de ar foi variado para razões de equivalência de 0,5 a 0,8. Realizou-se um estudo prévio de cariz numérico, de forma averiguar o efeito do confinamento nos tempos de residência e nas taxas de recirculação do jacto.
Figura 2.14 Experiência em condições de chamas de difusão (a) e pré-mistura (b) (Arghode e Gupta, 2010)
Verifica-se numericamente que os jatos apresentam maior comprimento e menor decaimento da velocidade quanto maior for o confinamento, sendo que as taxas de recirculação são também menores. Quanto maior for o confinamento, maior a proximidade na parede e menor o volume. (Figura 2.15) Por conseguinte, o transporte de movimento é inferior nestas circunstâncias. Os tempos de residência médios demonstram ser menores em circunstâncias de maior confinamento. A distribuição de tempos de residência das partículas apresenta variações acentuadas. (Figura 2.16)
Figura 2.15 Perfil de linhas de corrente em metade da câmara de combustão para intensidades de taxas de libertação de calor de 20MW/m3.atm (a), 30MW/m3.atm (b) e 40MW/m3.atm (c) (Arghode e
Gupta, 2010)
Figura 2.16 Distribuição dos tempos de residência (a) e tempo de residência médio (b) (Arghode e Gupta, 2010)
As emissões NOx foram independentes do confinamento e as emissões de CO aumentaram conforme o aumento deste. Verificou-se, para uma razão de equivalência de 0,6, que as emissões de NOx foram 8ppm e que as emissões de CO variaram entre 20 e 50ppm. Um maior comprimento de chama foi observado para 40MW/m3.atm, o que está em sintonia com a análise numérica.
Duwig, et al. (2008) estudaram uma câmara de combustão com 12 injetores coaxiais, onde o ar e o combustível são misturados previamente (Figura 2.17). A experiência foi realizada com propano para um caudal de combustível fixo de 0,1 kg/s. A temperatura de entrada do ar foi fixada em 823K e variou-se o caudal de ar segundo razões de equivalência entre 0,31 e 0,61. Ao diminuir a razão de equivalência, verifica-se uma transformação de um regime de chamas discretas (0,6 ≤ Ф ≤ 0,5) para um regime de chama distribuída (0,5 ≤ Ф ≤ 0,31). Na situação de razões de equivalência inferiores (Ф > 0,3), a chama atinge o limite pobre de extinção. Observa-se, em simultâneo que, quando a razão de equivalência diminui, obtém-se um aumento do volume de reação e um deslocamento da zona de reação em direção a jusante. Verifica-se também a mudança para regime sem chama visível para Ф<0,4. As emissões de NOx foram inferiores a 10ppm, contudo as emissões de CO agravaram-se pelo facto de os tempos de residência serem insuficientes para as baixas taxas de oxidação obtidas.
(a) (b)
Figura 2.17 Geometria da câmara de combustão de Duwig, et al. (2008) (a) e respectiva zona de combustão quimiluminescência (b)
Kruse, et al. (2015) estudaram uma câmara de combustão de escoamento invertido concebida para trabalhar em condições de turbinas a gás (Figura 2.18). A geometria é fundamentada na geometria de Plessing (1998), que difere no volume e no injetor de combustível. O volume da câmara é menor e a injeção de combustível é realizada a montante na injeção de ar, de forma a criar condições de pré-mistura parcial.
