UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ DEPARTAMENTO ACADÊMICO DE MECÂNICA ENGENHARIA MECÂNICA RELANDER MARTINS

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1 UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ DEPARTAMENTO ACADÊMICO DE MECÂNICA ENGENHARIA MECÂNICA RELANDER MARTINS ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO PONTA GROSSA 2014

2 RELANDER MARTINS ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE Trabalho de Conclusão de Curso apresentado como requisito parcial à obtenção do título de Bacharel em Engenharia Mecânica, do Departamento Acadêmico de Mecânica, da Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Orientador: Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne PONTA GROSSA 2014

3 Ministério da Educação Universidade Tecnológica Federal do Paraná Campus Ponta Grossa Diretoria de Graduação e Educação Profissional Departamento Acadêmico de Mecânica Bacharelado em Engenharia Mecânica TERMO DE APROVAÇÃO ESTUDO EXPERIMENTAL DA FLUIDODINÂMICA A FRIO DE PARTÍCULAS DE CARVÃO MINERAL E AREIA EM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE por RELANDER MARTINS Este Trabalho de Conclusão de Curso foi apresentado em 13 de fevereiro de 2014 como requisito parcial para a obtenção do título de Bacharel em Engenharia Mecânica. O candidato foi arguido pela Banca Examinadora composta pelos professores abaixo assinados. Após deliberação, a Banca Examinadora considerou o trabalho aprovado. Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne Orientador Prof. Dr. Luiz Eduardo Melo Lima Membro Titular Profa. Dra. Maria Regina Parise Membro Titular Prof. Dr. Luiz Eduardo Melo Lima Responsável pelos Trabalhos de Conclusão de Curso Prof. Dr. Thiago Antonini Alves Coordenador do Curso de Engenharia Mecânica

4 AGRADECIMENTOS Gostaria de agradecer a todos que de alguma forma contribuíram para a realização desse trabalho, de modo especial: Ao Prof. Dr. Jhon Jairo Ramirez Behainne que me orientou, ensinou e ajudou em todos os momentos, sempre com muita dedicação e sabedoria, e esteve sempre disponível para esclarecer dúvidas e mostrar o caminho a seguir. Ao Prof. Dr. Ivanir Luiz de Oliveira que deixou disponível o Laboratório de Fundição (CETEM) para a realização dos testes experimentais. À Carbonífera Cambuí Ltda/PR pela doação do carvão mineral para ser utilizado nos testes experimentais. Ao SENAI de Ponta Grossa que peneirou a areia a ser utilizada nos testes experimentais. Ao colega Adinaldo Valaszek que sempre ajudou nos testes experimentais e na adequação da matéria-prima. Ao colega Andrel de Souza Pecete que colaborou na adequação da matéria-prima para a realização dos testes experimentais. Aos professores do curso de Engenharia Mecânica, da Universidade Tecnológica Federal do Paraná, campus Ponta Grossa, que tornaram possível a realização dessa conquista. À minha família e amigos, que sempre incentivaram e deram apoio em todos os momentos dessa jornada. A Deus, que sempre está comigo, dando força e me protegendo todos os dias. Aos demais, não mencionados, porém também importantes, que colaboraram de forma direta ou indireta e estiveram presentes nessa conquista.

5 RESUMO MARTINS, Relander. Estudo experimental da fluidodinâmica a frio de partículas de carvão mineral e areia em leito fluidizado circulante f. Trabalho de Conclusão de Curso (Bacharelado Engenharia Mecânica) - Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Ponta Grossa, Sistemas de leito fluidizado circulante representam uma tecnologia amplamente difundida em países desenvolvidos, com a qual se pode melhorar o aproveitamento de recursos energéticos em processos de conversão termoquímica, tais como combustão, gaseificação e pirólise. Entre os combustíveis com elevado potencial de aplicação neste sistema, tem-se o carvão mineral, um recurso relativamente pouco utilizado no Brasil em virtude das suas propriedades físico-químicas, disponibilidade concentrada apenas na região sul e o atraso na implantação de tecnologias mais modernas capazes de proporcionar uma combustão mais eficiente e com menor impacto ambiental. Na tarefa de otimizar o processo de combustão é essencial conhecer, mesmo em condições a frio, o comportamento fluidodinâmico da mistura gás-sólido no interior do sistema, uma vez que este determina as características dos fenômenos de transferência de calor e de massa durante a conversão do combustível. Assim, o presente trabalho analisou os perfis da perda de pressão a frio de um leito fluidizado de escala laboratorial, alimentado com partículas de carvão mineral e areia quartzosa sob várias situações de operação. Um planejamento fatorial 2 2 em duplicata foi utilizado nos testes experimentais, totalizando oito testes, tendo como fatores controlados o inventário total de sólidos com os níveis de 3,5 kg e 5 kg e a relação mássica de mistura nos níveis de 5% e 10%. Durante os testes, a velocidade de fluidização foi mantida em 4 m/s na base do riser. Os resultados experimentais são comparados com simulações realizadas a partir de um modelo matemático semi-empírico desenvolvido em trabalhos anteriores, utilizando o software EES. Operando o sistema com 5 kg foi verificado que o aumento da relação de mistura provoca um aumento da pressão estática no circuito, devido ao maior atrito das partículas sólidas com as paredes do sistema. Já para o inventário de sólidos de 3,5 kg, o efeito verificado na pressão estática pelo acréscimo da relação mássica de mistura foi menos evidente. O desvio obtido entre os resultados experimentais e os simulados no modelo foi considerado aceitável em todos os componentes, apresentando valores inferiores a 10% na região da válvula L. Adicionalmente, ao inserir um transdutor de pressão de resposta rápida na região inferior do riser foi avaliada a flutuação de pressão em função do tempo, obtendo-se também resultados consistentes. Uma análise estatística foi realizada com os dados de pressão obtidos pelo transdutor, a fim de estabelecer a magnitude e a relevância dos efeitos provocados pelas variáveis controladas. Palavras-chave: Carvão mineral, leito fluidizado circulante, fluidodinâmica, escoamento gás-sólido.

6 ABSTRACT MARTINS, Relander. Experimental study of the cold fluid dynamics of mineral coal and sand particles in circulating fluidized bed f. Trabalho de Conclusão de Curso (Bacharelado em Engenharia Mecânica) - Federal University of Technology - Parana. Ponta Grossa, Circulating fluidized bed systems represent a technology widespread in developed countries, which can improve the utilization of energetic resources in thermochemical conversion processes, such as combustion, gasification and pyrolysis. Mineral coal is among the fuels with high potential of application in this system. However, in Brazil, using mineral coal is limited due to its physicochemical properties, availability just concentrated in the south region and delay in the deployment of modern technologies, that could provide a more efficient combustion with less environmental impact. For optimizing the combustion process in fast bed systems, it is always necessary to know the fluid dynamics behavior of the gas-solid mixture, even in cold conditions, once it determines the characteristics of the phenomena of heat and mass transfer during the fuel conversion. The present work analyzes the pressure drop profile in cold conditions of a circulating fluidized bed in bench scale, which was fed with mixtures of mineral coal particles and quartz sand under various operating conditions. A factorial planning 2 2 with replications was utilized for programming the eight experimental tests, which had as controlled factors the total inventory of solids at levels of 3,5 kg and 5 kg and the mass mixing ratio at levels of 5% and 10%. During the tests, the fluidizing velocity was maintained in 4 m/s at the riser base. The experimental tests are compared with simulations obtained from a semi-empiric mathematical model developed in previous works in the EES software. Results showed that operating the system with 5 kg and increasing the mixture ratio causes an increase in static pressure in the loop, due to the high friction of the particles with the system walls. On the other hand, when used a solids inventory of 3,5 kg, the effect checked in static pressure for increasing of the mixing ratio was less evident. The deviation obtained between experimental results and simulated in the model was considered acceptable in all components, showing values below 10% in the valve L region. Additionally, when a rapid response transducer was inserted in the lower region of the riser the pressure fluctuation in function of the time showed satisfactory results also. A statistical analysis was performed for the pressure data obtained from the transducer in order to determine the magnitude and relevance of the effects caused by the controlled variables. Keywords: Mineral coal, circulating fluidized bed, fluid dynamics, gas-solid flow.

7 LISTA DE FIGURAS FIGURA 1 - ESQUEMA SIMPLIFICADO DE UMA CALDEIRA DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE FIGURA 2 - DIAGRAMA SIMPLIFICADO DE CLASSIFICAÇÃO DE PARTÍCULAS PARA FLUIDIZAÇÃO GÁS-SÓLIDO FIGURA 3 - REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO EM SISTEMAS DE LEITO FLUIDIZADO FIGURA 4 - DIAGRAMA DOS REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO EM FUNÇÃO DA VELOCIDADE RELATIVA GÁS-PARTÍCULA FIGURA 5 - (A) E (B) EFEITO DA VELOCIDADE SUPERFICIAL DO GÁS E DO FLUXO DE RECIRCULAÇÃO DOS SÓLIDOS PARA A FRAÇÃO DE VAZIO AO LONGO DO EIXO VERTICAL DE UM RISER. (A) E (C) EFEITO DO INVENTÁRIO DE PARTÍCULAS NO STANDPIPE PARA ESTUDO DA POROSIDADE NO RISER FIGURA 6 PERFIL AXIAL DA POROSIDADE DO LEITO OPERANDO COM PARTÍCULAS DE FCC PARA DIFERENTES INVENTÁRIOS DE SÓLIDOS FIGURA 7 - (A) PERFIL DE POROSIDADE E DISTÂNCIA DO EIXO CENTRAL; (B) VELOCIDADE DE PARTÍCULAS E DISTÂNCIA NA DIREÇÃO RADIAL FIGURA 8 - PERFIL DE PRESSÃO NO LOOP DE UM LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE FIGURA 9 - FLUIDIZAÇÃO DE UMA MISTURA DE DOIS COMPONENTES FIGURA 10 DIMENSÕES PRINCIPAIS DO CIRCUITO DE FLUIDIZAÇÃO FIGURA 11 ESQUEMA DO CIRCUITO DE FLUIDIZAÇÃO FIGURA 12 ESQUEMA DO CICLONE DO CIRCUITO DE LFC FIGURA 13- DIAGRAMA ESQUEMÁTICO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO NO EES

8 LISTA DE FOTOGRAFIAS FOTOGRAFIA 1 VISTA GERAL DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA A FRIO FOTOGRAFIA 2 - DISPOSITIVO CÔNICO INFERIOR ACOPLADO AO RISER FOTOGRAFIA 3 - CICLONE SEPARADOR DE SÓLIDOS FOTOGRAFIA 4 FILTRO DE MANGAS FOTOGRAFIA 5 - VÁLVULA DE RETORNO DE SÓLIDOS DO TIPO "L" FOTOGRAFIA 6 - SISTEMA DE FORNECIMENTO DE AR DE FLUIDIZAÇÃO FOTOGRAFIA 7 - POSICIONAMENTO DA PLACA DE ORIFÍCIO ENTRE FLANGES FOTOGRAFIA 8 - CONFIGURAÇÃO DA LINHA DE AR DE AERAÇÃO FOTOGRAFIA 9 - PAINEL DE MANÔMETROS DO TIPO U, JUNTAMENTE COM O SISTEMA DE AERAÇÃO FOTOGRAFIA 10 COMPONENTES DO SISTEMA DE AQUISIÇÃO DE DADOS COM TRANSDUTOR DE PRESSÃO FOTOGRAFIA 11 - TERMORESISTOR PT-100 E INDICADOR DE TEMPERATURA

9 LISTA DE GRÁFICOS GRÁFICO 1 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE SÓLIDOS DE 3,5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA VARIÁVEL GRÁFICO 2 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE SÓLIDOS DE 5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA VARIÁVEL GRÁFICO 3 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 5 % E INVENTÁRIO DE SÓLIDOS VARIÁVEL GRÁFICO 4 - PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 10 % E INVENTÁRIO DE SÓLIDOS VARIÁVEL GRÁFICO 5 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% GRÁFICO 6 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 5% GRÁFICO 7 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 3,5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% GRÁFICO 8 - PRESSÃO ESTÁTICA MÉDIA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA UM INVENTÁRIO DE SÓLIDOS 3,5 KG E RELAÇÃO DE MISTURA DE 5% GRÁFICO 9 MÉDIA E DESVIO PADRÃO DA PRESSÃO ESTÁTICA NA TOMADA DE PRESSÃO RS-01 PARA OS OITO TESTES EXPERIMENTAIS, COM A UTILIZAÇÃO DO TRANSDUTOR DE PRESSÃO GRÁFICO 10 DIAGRAMA DE PARETO PARA ANÁLISE DA VARIÁVEL MÉDIA DE PRESSÃO ESTÁTICA EM RS-01. EFEITO PADRONIZADO GRÁFICO 11 SUPERFÍCIE DE RESPOSTA PARA A MÉDIA DE PRESSÃO ESTÁTICA EM RS GRÁFICO 12 DIAGRAMA DE PARETO PARA ANÁLISE DO DESVIO PADRÃO DE PRESSÃO ESTÁTICA EM RS-01. EFEITO PADRONIZADO GRÁFICO 13 SUPERFÍCIE DE RESPOSTA PARA O DESVIO PADRÃO DE PRESSÃO ESTÁTICA EM RS GRÁFICO 14 - INVENTÁRIO DE SÓLIDOS FIXO EM 3,5 KG, COM RELAÇÃO MÁSSICA DE 5% (A) E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% (B) GRÁFICO 15 - INVENTÁRIO DE SÓLIDOS FIXO EM 5 KG, COM RELAÇÃO MÁSSICA DE 5% (A) E RELAÇÃO DE MISTURA DE 10% (B) GRÁFICO 16 COMPARAÇÃO DO PERFIL AXIAL DE PRESSÃO PARA INVENTÁRIO DE SÓLIDOS DE 5 KG RELAÇÃO MÁSSICA DE MISTURA DE 5 % COM CARVÃO E SERRAGEM E SOMENTE CARVÃO

10 LISTA DE TABELAS TABELA 1 - CLASSIFICAÇÃO DO CARVÃO MINERAL TABELA 2 - CARACTERÍSTICAS DISTINTIVAS DOS QUATRO GRUPOS DE PARTÍCULAS SEGUNDO GELDART TABELA 3 - ESFERICIDADE DE ALGUNS MATERIAIS TABELA 4 PROPRIEDADES DAS PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO TABELA 5 - DIMENSÕES DO LFC IMPOSTAS AO MODELO FLUIDODINÂMICO TABELA 6 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE RISER TABELA 7 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE STANDPIPE E VÁLVULA L.. 60 TABELA 8 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE CICLONE TABELA 9 - MODELO MATEMÁTICO OPERACIONAL DO SISTEMA DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE CONSIDERADO NESTE TRABALHO, PARTE BALANÇO DE PRESSÃO E INVENTÁRIO TABELA 10 - MATRIZ DE PLANEJAMENTO DOS EXPERIMENTOS TABELA 11 - COEFICIENTES DE CONTRASTE ENTRE AS VARIÁVEIS

11 LISTA DE ABREVIATURAS BL CO PO-J PO-M PU RS SO SP VA VA-D VA-G VA-E VAL-L VL VL-V VL-H VRP ROT Bloco Compressor Tomada de pressão a jusante da placa de orifício Tomada de pressão a montante da placa de orifício Poliuretano Tomada de pressão do riser Soprador Tomada de pressão do standpipe Válvula agulha Válvula diafragma Válvula gaveta Válvula esfera Tomada de pressão da válvula L Válvula L (SIGLA) Perna vertical da válvula L Perna horizontal da válvula L Válvula reguladora de pressão Rotâmetro LISTA DE SIGLAS EES FCC LFC LFR PCI PVC UFRAF Engineering equation solver Fluid catalytic cracking Leito fluidizado circulante Leito fluidizado rápido Poder calorífico inferior Cloreto de polivinila Unidade de fluidização rápida a frio

12 LISTA DE SÍMBOLOS a Maior intercepto (comprimento do sólido) [m] a d Coeficiente de decaimento da porosidade do leito Ar Número de Arquimedes [-] Ar vl Número de Arquimedes para a válvula L [-] A sit Área interna total do ciclone [m 2 ] A w Área superficial interna de clarificação [m 2 ] A c B b c Parâmetro geométrico ciclone [m] Parâmetro geométrico ciclone [m] Maior intercepto normal a a (espessura do sólido) [m] Maior intercepto normal a a e b (largura do sólido) [m] C e Concentração de sólidos na suspensão gás partícula [-] C lim Concentração limite superior de sólidos [-] D Diâmetro interno da tubulação [m] d c D c d e d ec d ecg d ins d i d inc d m D r D s d sc d p d sv E F Diâmetro do menor círculo circunscrito ao sólido [m] Diâmetro do ciclone [m] Diâmetro de uma esfera de mesmo volume da partícula [m] Diâmetro do maior círculo circunscrito ao sólido [m] Diâmetro de corte geral para o ciclone [m] Diâmetro do maior círculo inscrito ao sólido [m] Abertura média entre peneiras inferior e superior [m] Diâmetro de corte do fluxo principal no ciclone [m] Diâmetro médio [m] Diâmetro interno da coluna riser [m] Diâmetro de Sauter [m] Diâmetro de corte do fluxo secundário no ciclone [m] Diâmetro da partícula [m] Diâmetro médio de Sauter para mistura [m] Taxa de circulação de sólidos em sentido ascendente [kg/m2.s] Parâmetro geométrico ciclone [m] f 0 Coeficiente de atrito para o escoamento do gás sem sólidos [-] f w Coeficiente de atrito do escoamento gás-sólido [-]

13 g Aceleração gravitacional [9,8 m/s 2 ] G s G svl H H i H sr I I s I sr I sv I T Taxa de recirculação de sólidos [kg/m 2.s] Taxa de recirculação de sólidos no standpipe [kg/m 2.s] Altura da base do riser até o ponto de saída para o ciclone [m] Altura de inflexão do perfil de porosidade [m] Altura da entrada dos sólidos recirculados [m] Inventario de sólidos [kg] Inventário total de sólidos no sistema [kg] Inventário de sólidos no riser [kg] Inventário de sólidos na válvula L e no standpipe [Pa] Inventário total de sólidos [kg] K t Fator de correção da velocidade terminal [-] K ti Fator de correção inferior [-] K ts Fator de correção superior [-] L a L ad L dc&lv L hvl L sl L sp L svl L vas L vvl Altura da entrada de aeração da válvula L [m] Distância entre o ponto de aeração e a descarga de sólidos [m] Comprimento disponível para o standpipe e válvula L [m] Comprimento da perna horizontal da válvula L [m] Comprimento máximo disponível para standpipe e válvula L [m] Comprimento do standpipe [m] Altura da coluna de sólidos acima do ponto de aeração na válvula L [m] Comprimento da válvula de amostragem [m] Altura de sólidos na perna vertical da válvula L [m] M c Índice de mistura dos componentes, M p M m areia m carvão m s av sc ssp Massa das partículas [kg] Diâmetro do standpipe e válvula L [m] Massa de areia [kg] Massa de carvão [kg] Massa dos sólidos dentro do leito [kg] Aeração da válvula L [kg/s] Quantidade de sólidos escapando do gás na saída do ciclone [kg/s] Descarga de sólidos no standpipe [kg/s]

14 N Parâmetro geométrico ciclone [m] n in Eficiência de captura no ciclone [-] n lim Eficiência de captura no ciclone [-] n tot Eficiência total do ciclone [-] Q Vazão de gás que ingressa no ciclone [m 3 /s] r 2 Raio na meia altura do ciclone [m] r ch Razão de choking [-] r e Raio até o centro da entrada de sólidos no cilone [m] R s Razão de reciclagem interna de sólidos no topo do riser [-] Re Número de Reynolds [-] Re mf Número de Reynolds na condição de mínima fluidização [-] Rm Relação de mistura [%] s Erro padrão [%] S Parâmetro geométrico do ciclone [m] T b Temperatura média do escoamento gás sólido [ C] t calc Altura das barras do diagrama de Pareto [-] t Tab Valor a partir do qual os efeitos são significativos [-] u Velocidade de fluidização [m/s] u 2 u a u an u ci u ch u e u i u mf u mvl u s u t u T0 u tr u vl Velocidade tangencial na altura média do ciclone [m/s] Velocidade tangencial no raio externo do ciclone [m/s] Velocidade de descida dos sólidos na região anular do riser [m/s] Velocidade do gás na saída do ciclone [m/s] Velocidade de choking [m/s] Velocidade no eixo central da entrada do ciclone [m/s] Velocidade tangencial no raio interno do tubo de saída do gás [m/s] Velocidade de mínima fluidização [m/s] Velocidade máxima dos sólidos no standpipe [m/s] Velocidade de deslizamento [m/s] Velocidade terminal das partículas [m/s] Velocidade do gás [m/s] Velocidade de transporte das partículas no riser [m/s] Velocidade real dos sólidos no standpipe [m/s] V Volume do leito [m 3 ]

15 V ec Volume da esfera circunscrita [m 3 ] V L Volume do leito [m 3 ] V p Volume dos sólidos [m 3 ] V s Volume de sólidos [m 3 ] Variância experimental [-] x areia Fração mássica de areia [-] x carvão Fração mássica de carvão [-] x i Fração mássica de partículas retidas em peneiras [kg] Respostas obtidas pelo planejamento fatorial [-] z Função de redução de velocidade Z e Aceleração centrífuga no ciclone [m/s 2 ] w Taxa de circulação de sólidos em sentido descendente [kg/m2.s] LETRAS GREGAS P c Variação de pressão no ciclone [Pa] P e Perda de pressão no duto de saída do gás [Pa] P f Perda de pressão no compartimento de separação [Pa] P sp P r P sr P vl Variação de pressão no standpipe [Pa] Variação de pressão no para toda extensão do riser [Pa] Variação de pressão no riser, acima da recirculação de sólidos [Pa] Variação de pressão na válvula L [Pa] α Coeficiente de contração [-] β Razão entre a largura da entrada do ciclone e o diâmetro do ciclone [-] ε Fração de vazio [-] ε a Porosidade média no fundo do riser [-] ε ch Porosidade de choking [-] ε d Porosidade média na seção diluída do riser [-] ε h Porosidade no topo do riser [-] ε mf Porosidade do leito livremente embalado [-]

16 ρ eff Densidade média efetiva da mistura [kg/m 3 ] ρ B Densidade a granel das partículas, ou de leito empacotado [kg/m 3 ] ρ f Massa específica do fluido [kg/m 3 ] ρ g Massa específica do gás fluidizante [kg/m 3 ] ρ p Densidade da partícula [kg/m 3 ] ρ s Densidade das partículas sólidas [kg/ m 3 ] μ g Viscosidade dinâmica do gás fluidizante [kg/m.s] Velocidade média dos gases no tubo de saída [m/s] Φ Esfericidade da partícula [-]

17 SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO PROBLEMA JUSTIFICATIVA OBJETIVOS OBJETIVO GERAL OBJETIVOS ESPECÍFICOS FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA CARVÃO MINERAL LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE COMPONENTES E FUNCIONAMENTO DO SISTEMA LFC FLUIDODINÂMICA DO LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE CARACTERIZAÇÃO DA PARTÍCULA REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO CARACTERÍSTICAS DO REGIME DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA FLUIDODINÂMICA DE MISTURAS MATERIAIS E MÉTODOS DESCRIÇÃO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO CARACTERÍSTICAS DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO MODELO MATEMÁTICO PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL TRATAMENTO DOS RESULTADOS RESULTADOS E DISCUSSÃO RESULTADOS EXPERIMENTAIS EFEITO DA RELAÇÃO DE MISTURA EFEITO DO INVENTÁRIO DE SÓLIDOS MEDIDAS DE PRESSÃO COM TRANSDUTOR DE RESPOSTA RÁPIDA COMPARAÇÃO COM O MODELO MATEMÁTICO VALIDAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO COMPARAÇÃO COM TRABALHOS ANTERIORES CONCLUSÕES REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS APÊNDICE A PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL APÊNDICE B TESTES EXPERIMENTAIS

18 18 1. INTRODUÇÃO A energia é um assunto de destaque em todo o mundo, principalmente nos países desenvolvidos que dependem da queima de combustíveis fósseis para a geração de energia elétrica. Atualmente, esforços são realizados pela maioria dos países para reduzir os impactos ambientais produzidos pela utilização desses combustíveis, principalmente, mediante ações direcionadas à introdução gradativa de combustíveis renováveis nas matrizes energéticas e melhorias tecnológicas implantadas nos sistemas de conversão de energia. A geração de energia elétrica no mundo provém principalmente de usinas hidrelétricas, termelétricas, nucleares e geotérmicas. Cada uma destas formas de utilização da energia apresenta prós e contras. No Brasil, por exemplo, a maior parte da energia elétrica é originada a partir de usinas hidrelétricas, sendo o funcionamento destas fortemente dependentes das condições climáticas. Na atualidade, a quantidade de energia elétrica gerada por este meio não está sendo suficiente para suprir a demanda nacional. Uma das alternativas que contribuiria à mitigação deste problema seria a utilização de termelétricas modernas operadas com tecnologias mais limpas para o aproveitamento das enormes quantidades disponíveis de carvão mineral, existente principalmente na região sul do país. O carvão mineral é um combustível fóssil muito utilizado como fonte de energia térmica para a geração de vapor em grandes caldeiras, com uso na produção de potência mecânica/elétrica e em processos industriais. Ele é formado a partir da matéria orgânica de vegetais depositados nas bacias sedimentares, que durante anos, sofreu a ação das condições ambientais e enriqueceu-se de carbono, em um processo denominado de carbonificação (CORÁ, 2006). Segundo a International Energy Agency (2013) o carvão é a fonte de energia mais utilizada para a geração de energia elétrica, representando um valor significativo no cenário energético mundial de 41%, além de ser o combustível fóssil com maiores reservas. De acordo com British Petroleum (2012), os países que se destacam na detenção deste recurso energético são a China, com 49,5%, e os Estados Unidos, com 14,1% das reservas mundiais.

19 19 Do restante, apenas 0,1% corresponde à parcela Brasileira de carvão mineral, distribuída principalmente nos estados da região sul do país (Rio Grande do Sul, Santa Catarina e Paraná). Dados obtidos do Ministério de Minas e Energia do Brasil (2012) mostram que o carvão mineral e seus derivados participam com somente 1,4% na matriz elétrica brasileira. Isto se deve principalmente à concentração da oferta apenas na região sul, que dificulta sua comercialização em outras regiões do país. Outros fatores que influenciam na baixa utilização do carvão mineral na matriz energética são: as características do carvão mineral brasileiro, que apresenta alto teor de cinzas; o elevado teor de enxofre contido na sua composição e a falta de tecnologias apropriadas para a queima mais eficiente e com menor impacto ambiental. Segundo o Plano Nacional de Energia de 2030, o consumo de energia elétrica no Brasil em 2005 era de 375 TWh, e em 2030 deve estar entre os valores de 847 a 1244 TWh. Estes dados representam a necessidade de aumentar a participação de outros recursos na matriz energética brasileira, o que inclui o carvão mineral, uma fonte energética pouco aproveitada no país (MINISTÉRIO DE MINAS E ENERGIA, 2007). Com o intuito de desenvolver novas tecnologias para o fornecimento de energia de modo mais eficiente e sustentável, surgiram no fim da década de setenta as caldeiras de leito fluidizado circulante. Estas caldeiras representaram uma nova alternativa na redução dos impactos ambientais causados pela queima de combustíveis fósseis na geração de vapor. Os sistemas de leito fluidizado circulante (LFC) são equipamentos que estão em crescente utilização industrial, pois aumentam a eficiência de combustão em aplicações de grande porte, além de diminuir as emissões atmosféricas para atender as exigências de órgãos governamentais (THOBER, 1995). As principais características são: alta variedade de combustíveis que podem ser utilizados para queima, maior controle sobre as emissões de poluentes, elevadas velocidades de fluidização (intensa transferência de calor e de massa), temperaturas de combustão aproximadamente homogêneas, entre outras (MORITA, 2009). Os fenômenos fluidodinâmicos que ocorrem no sistema de leito fluidizado são complexos, e estudos com diferentes partículas sólidas ajudam a

20 20 entender e aprimorar o funcionamento do sistema para aplicações posteriores em combustão. Pesquisas mostrando resultados da aplicação do carvão como combustível em caldeiras estão em crescimento no Brasil, principalmente devido à alta demanda de energia do país, fato que realça a importância do desenvolvimento de novas tecnologias para a geração de energia elétrica mais sustentável. É neste contexto que o presente trabalho pretende contribuir PROBLEMA Qual o efeito verificado no comportamento da pressão estática do escoamento gás-sólido em um leito fluidizado circulante de escala laboratorial, composto por partículas de carvão mineral pulverizado e areia quartzosa, sob o regime de fluidização rápida a frio, quando se altera o nível de inventário de sólidos e a relação de mistura? 1.2. JUSTIFICATIVA Pesquisas de âmbito experimental a respeito de sistemas de leito fluidizado circulante a frio, operadas a carvão mineral com as características físico-químicas similares ao do carvão brasileiro são escassas. A maior parte do conhecimento do equipamento é dominada por empresas localizadas no exterior, o que dificulta à transferência de conhecimento para a comunidade científica nacional. Poucos são os estudos a respeito do assunto reportados na literatura, sugerindo mais pesquisas e desenvolvimento de sistemas de escala laboratorial para contribuir com projetos mais adequados. Neste contexto, a fluidodinâmica de sistemas de leito fluidizado circulante tem relação direta com os parâmetros operacionais, influenciando no melhor aproveitamento energético da interação gás-sólido e, consequentemente, garantindo maior eficiência do sistema. A aplicação do carvão mineral em caldeiras de leito fluidizado circulante no Brasil tende a se concretizar nos próximos anos, especialmente pela crescente demanda de energia elétrica e o potencial para o aproveitamento das enormes reservas de carvão mineral.

21 21 Dentro deste contexto, o estudo experimental proposto neste trabalho pretende contribuir com a consolidação de conhecimento na área, visando o levantamento de dados que possam ser úteis no futuro desenvolvimento de sistemas de LFC operados com o combustível nacional. Com a realização do estudo, pretende-se também verificar o modelo matemático desenvolvido por Rodrigues e Beltrane (2011) e adaptado por Valaszek e Marin (2013), através da utilização de misturas binárias em sistema de leito fluidizado circulante de escala laboratorial. Cabe mencionar que dados experimentais de sistemas de LFC utilizando mistura binária com proporção de até 10% em massa de carvão mineral brasileiro não foram encontrados na literatura. Este nível de concentração de carvão pode-se tornar necessário numa caldeira de LFC operando com combustível nacional, tendo em vista o seu baixo poder calorífico atrelado ao alto teor de cinzas (>35%). Neste trabalho também foi incluído o monitoramento temporal de pressão estática no leito, por meio de um transdutor de pressão diferencial, conectado a um sistema de aquisição de dados. O dispositivo teve como finalidade registrar as características da fluidodinâmica do escoamento gássólido mediante medidas das flutuações de pressão obtidas na parte baixa do riser (local de maior densidade de leito) em função das variáveis controladas OBJETIVOS OBJETIVO GERAL O objetivo principal deste trabalho é analisar experimentalmente a fluidodinâmica a frio de uma mistura binária de partículas de carvão mineral e areia quartzosa em leito fluidizado circulante de escala laboratorial.

22 OBJETIVOS ESPECÍFICOS Os objetivos específicos deste trabalho são: Determinar experimentalmente e simular os parâmetros fluidodinâmicos a frio de misturas de carvão mineral e areia quartzosa no regime de fluidização rápida; Analisar o comportamento das flutuações de pressão estática do escoamento gás-sólido em função de variáveis operacionais do sistema de LFC; Comparar os resultados experimentais com a simulação do modelo matemático semi-empírico; Analisar o comportamento temporal das flutuações de pressão estática na base do riser em função das variáveis controladas; Compreender as interações gás-sólido e os fenômenos fluidodinâmicos presentes no sistema;

23 23 2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA Este capítulo apresenta os principais aspectos teóricos referentes ao combustível utilizado no trabalho, o carvão mineral, juntamente com o embasamento teórico do sistema de leito fluidizado circulante, tendo o enfoque direcionado à fluidodinâmica CARVÃO MINERAL O carvão mineral é um recurso energético de destaque em todo o mundo, principalmente na geração de vapor para processos industriais e produção de energia elétrica, por meio dos processos de combustão e gaseificação. Atualmente, sua utilização vem se expandindo devido à inserção de tecnologias que tornam a sua queima mais eficiente e sustentável do ponto de vista ambiental. O carvão mineral é um combustível fóssil sólido, formado por meio da decomposição da matéria orgânica de plantas e vegetais em bacias sedimentares, que sofreu alterações químicas provenientes da temperatura e pressão do entorno. Com o passar dos anos, essa matéria orgânica foi sofrendo um processo de carbonificação, que consiste na perda de oxigênio e hidrogênio, ocasionando um enriquecimento de carbono. É esse processo que interfere na qualidade do carvão mineral, pois quanto mais durar o processo de carbonificação, melhor será o carvão, e consequentemente, maior o seu poder calorífico (CORÁ, 2006; SOTOMONTE, 2009). A classificação do carvão mineral baseia-se principalmente no valor do poder calorífico e na quantidade de material volátil existente no mineral. A Tabela 1 mostra os principais tipos de carvão existentes.

24 24 Tabela 1 - Classificação do carvão mineral. Tipo de Carvão PCI (kj/kg) A entre e Linhito B menor que A entre e Sub-betuminoso B entre22100 e C entre e Baixa volatilidade - Meia volatilidade - Betuminoso A maior que Alta volatilidade B entre e C entre e Antracito Meta-antracito - Antracito - Semi-antracito - Fonte: Adaptado de Sotomonte (2009). Em relação à queima, o linhito apresenta o menor poder calorífico, podendo também apresentar alto teor de enxofre. Os carvões sub-betuminoso e betuminoso também são conhecidos como hulha, e possuem características intermediárias em comparação ao linhito e antracito. O antracito é a variedade mais nobre de carvão mineral, apresentando alto teor de carbono fixo e baixo teor de voláteis (LICKS, 2008). Para Morita (2009) a utilização do carvão mineral como fonte de energia elétrica está fortemente relacionada à questão ambiental. Obtendo-se uma melhor eficiência de combustão e redução na emissão de poluentes, haverá um impacto considerável positivo nas futuras metas de aproveitamento deste combustível na geração de energia. No Brasil, as reservas de carvão mineral concentram-se na região sul do país (Paraná, Santa Catarina e Rio Grande do Sul), com maior destaque para o estado do Rio Grande do Sul. O tipo de carvão brasileiro varia de subbetuminoso até betuminoso com alto teor de material volátil (MARTINS, 2001; GAVRONSKI, 2007; SOTOMONTE, 2009).

25 LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE A geração de energia por meio da fluidização teve início em 1921, com a demonstração do processo de gaseificação em leito fluidizado, realizada por Fritz Winkler, na Alemanha. A partir de então, essa tecnologia passou a ser aprimorada, com estudos de diversos processos envolvendo sólidos particulados (MORITA, 2009). Em 1938, Warren Lewis e Edwing Gilliland, buscando encontrar um processo para melhor realização do craqueamento catalítico do petróleo, desenvolveram um novo processo gás-sólido, dando início ao sistema de leito fluidizado circulante (LFC). Este foi o marco do surgimento do sistema LFC, também chamado de leito fluidizado rápido (LFR). Inicialmente esse sistema foi aplicado somente na indústria petroquímica, no processo de craqueamento catalítico, e posteriormente, aplicado na operação de fluidização de sólidos de granulometria fina com velocidades elevadas (BASU, 2006; MORITA, 2009). O sistema LFC representa uma tecnologia relativamente recente, introduzida com o objetivo de melhorar o aproveitamento dos recursos energéticos aplicados em caldeiras, por meio de uma queima eficiente e com baixas emissões atmosféricas. Na literatura, o nome de leito fluidizado circulante é introduzido por Yerushalmi et al. (1976) para descrever um sistema de leito gás-sólido onde a velocidade do gás atuante e a taxa de circulação dos sólidos são elevadas. A alta velocidade relativa entre o gás e os sólidos suspensos na câmara de combustão, também conhecida como slip velocity (velocidade de deslizamento) e um arraste considerável de certas partículas para fora da zona de combustão caracterizam o chamado regime de fluidização rápida. Para Fonseca (2009), leitos fluidizados circulantes são representados por sistemas que utilizam ciclones para coletar partículas sólidas, por meio da ação da força centrífuga, e redirecioná-las a coluna principal, onde as partículas novamente reiniciam o ciclo de fluidização. Algumas aplicações do sistema de leito fluidizado circulante são citadas por Thober (1995), destacando-se processos que envolvem reações gássólido, podendo ser reações exotérmicas, endotérmicas ou catalíticas, processos de transferência de calor, ou combinações destes. Tais reações são

26 26 utilizadas em muitas áreas, com aplicações nos campos da indústria metalúrgica, química, petroquímica, cerâmica, entre outras. Grace et al. (1997) destaca a aplicação significativa do sistema de leito fluidizado circulante em equipamentos de combustão de pequeno porte e incineradores com capacidade de até 300 MW, principalmente por possuir características vantajosas, como o maior controle da emissão de poluentes atmosféricos. Sistemas de leito fluidizado circulante também são largamente utilizados no refino do petróleo, na produção de energia elétrica e em processos do setor de mineração (KIM et al. 2002). Em virtude das vantagens operacionais e ambientais em relação aos sistemas convencionais, o LFC é utilizado para a produção de energia elétrica por meio do processo de combustão para geração de vapor em plantas térmicas, principalmente nos países desenvolvidos (RAMIREZ-BEHAINNE, 2007). Fonseca (2009) destaca também a aplicação na secagem de sólidos, o recobrimento e granulação de partículas e a incineração de resíduos sólidos urbanos. A fim de facilitar o entendimento do funcionamento do sistema de leito fluidizado circulante e dos fenômenos fluidodinâmicos nele envolvidos, a seguir serão apresentados os componentes essenciais do sistema COMPONENTES E FUNCIONAMENTO DO SISTEMA LFC Inicialmente, convém apresentar as principais partes da fornalha, também conhecida como combustion loop (Figura 1). São quatro os elementos essenciais na zona de combustão do sistema LFC: riser ou coluna ascendente dos sólidos e do gás, ciclone ou separador de partículas, standpipe ou coluna de retorno dos sólidos e válvula de recirculação de sólidos, podendo ser do tipo loop seal ou L. A Figura 1 mostra esquematicamente cada uma dessas partes no sistema LFC.

27 27 GÁS VAPOR EVAPORADOR CICLONE RISER GÁS 5-10 m/s STANDPIPE ÁGUA AR SECUNDÁRIO 20-60% CALCÁRIO COMBUSTÍVEL VÁLVULA DE RECIRCULAÇÃO DE SÓLIDOS (LOOP SEAL) AR PRIMÁRIO 40-80% CINZAS Figura 1 - Esquema simplificado de uma caldeira de leito fluidizado circulante. Fonte: adaptado de Ramirez-Behainne (2007). O mecanismo de funcionamento das caldeiras de leito fluidizado circulante consiste basicamente da queima de combustível sólido suspenso numa corrente de gás, onde o gás escoa através da tubulação do leito e arrasta as partículas sólidas em alta turbulência ao longo do circuito reator. Inicialmente, o ar primário é injetado a alta velocidade na parte inferior do riser, entrando em contato com as partículas sólidas do combustível que se encontram numa temperatura aproximada de 800 C. Isso promove o processo de combustão na coluna principal do leito. Quando o fluido gás-sólido atinge o topo da coluna principal, o fluxo passa por um duto de saída e alcança o ciclone, onde as partículas sólidas arrastadas serão separadas do gás e posteriormente despejadas na base da coluna principal, passando por meio de uma coluna de retorno, também chamada de standpipe. Após passar pelo standpipe, acontece uma acumulação de sólidos na válvula de recirculação (válvula L ou válvula loop-seal), que possui a função principal de promover o retorno dos sólidos ao riser, aumentando o tempo de residência das partículas para uma queima eficiente. Dessa maneira, o fluxo de gás faz com que as partículas mantenham-se continuamente circulando pelo leito fluidizado, até que elas atinjam um diâmetro inferior ao diâmetro de corte do ciclone, para então deixar o sistema e passar pelo backpass ou duto de exaustão do gás de combustão (BASU, 2006; MORITA, 2009).

28 FLUIDODINÂMICA DO LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE O fenômeno da fluidização caracteriza-se pelo contato entre partículas sólidas e uma corrente ascendente de gás, formando uma suspensão com comportamento semelhante a um fluido, que proporciona altas taxas de transferência de calor e de massa, sendo largamente utilizado em processos industriais (KUNII e LEVENSPIEL, 1991). O termo fluidização surgiu pelo fato de que, as partículas sólidas quando em escoamento junto com o gás, adquirem aspectos semelhantes ao de um fluido. Quando partículas sólidas são adicionadas a um escoamento, seja de gás ou líquido, essas partículas tendem aumentar a resistência ao escoamento do fluido, necessitando que as partículas sólidas se organizem para diminuir a resistência ao escoamento. Desse modo, aumentando a velocidade do fluido que escoa através dos sólidos, a reorganização das partículas ocorre mais rapidamente e, como consequência, tem-se um aumento da força de arrasto exercida sobre as partículas (SANCHEZ et al., 2010). O principal parâmetro determinante para distinguir os regimes de fluidização é a velocidade do fluido. Controlar a velocidade de fluidização é importante para a operação dentro do regime de fluidização esperado. Além disso, o desempenho fluidodinâmico de um leito fluidizado depende das propriedades da partícula sólida, tais como, diâmetro médio das partículas, densidade e esfericidade. Outros parâmetros fundamentais para o estudo da fluidodinâmica das partículas são os denominados parâmetros dinâmicos, os quais se referem ao escoamento do fluido, como o coeficiente de arrasto, velocidade mínima de fluidização e a velocidade terminal da partícula (PÉCORA, 1995; FONSECA, 2009) CARACTERIZAÇÃO DA PARTÍCULA A caracterização fluidodinâmica de uma partícula sólida pode ser realizada utilizando a classificação proposta por Geldart (1973). Nela, os sólidos são organizados em quatro categorias (A, B, C e D), com base no tamanho médio das partículas e na diferença de massas específicas. O pesquisador elaborou o diagrama mostrado na Figura 2, sendo até hoje uma

29 29 das ferramentas mais utilizadas na literatura para classificar o comportamento aerodinâmico de sólidos particulados. Figura 2 - Diagrama simplificado de classificação de partículas para fluidização gássólido. Fonte: Adaptado de Geldart (1973). Com base no diagrama simplificado de Geldart (1973), apresentado na figura 2, descrevem-se as principais características de cada grupo: Grupo A: As partículas sólidas do grupo A, de modo geral, possuem pequeno tamanho e densidade inferior a 1,4 g/cm 3, sendo consideradas aeráveis e fáceis de fluidizar. Normalmente, encaixam-se nesse grupo pósfinos e leves, os quais se expandem consideravelmente quando expostos ao processo de fluidização (PORTO, 2005). Grupo B: Nesse grupo, as partículas apresentam diâmetro entre 40 µm e 500 µm e uma densidade com valor superior a 1,4 g/cm 3 e inferior a 4,5 g/cm 3. A areia comum, bem como partículas de carvão menores que 1 mm se classificam neste grupo (GELDART, 1973; KUNII e LEVENSPIEL, 1991). Grupo C: Partículas de diâmetro inferior a 20 µm, com baixa densidade, possuindo tendência coesiva. Essas partículas tem uma predisposição de aderirem-se umas as outras, o que torna mais difícil o processo de fluidização. Grupo D: As partículas do grupo D têm como características principais, o diâmetro médio superior a 1 mm e densidade elevada, o que trás como consequência a necessidade de uma maior velocidade de fluidização (PORTO, 2005).

30 30 Dentro dessa classificação, Basu (2006) e Santos (2010) apontam que as partículas dos grupos B e D são preferenciais, sendo as mais utilizadas para aplicações em fluidização. As características específicas de cada grupo podem ser verificadas na Tabela 2. Tabela 2 - Características distintivas dos quatro grupos de partículas segundo Geldart. Grupo C A B D Tamanho de partícula para 2500 < 20 m m m > 650 m Tendência para formação de canais Severa Pequena Insignificante Insignificante preferenciais Expansão Baixa Alta Média Média Velocidade mínima de borbulhamento, Não forma bolhas Forma de bolha Canal único Base plana Arredondada com Calota esférica pequenos entalhes Arredondada Mistura sólida Muito pequena Alta Média Pequena Gas back-mixing Muito pequena Alta Média Pequena Principalmente Tendência a fluxo Principalmente Pistões planos Assimétrico pistões espessos pistonado assimétrico na parede Efeito do tamanho da partícula na fluidodinâmica Desconhecido Apreciável Pequeno Desconhecido Fonte: Adaptado de Basu (2006). Entre as características físicas da partícula, a densidade destaca-se como uma das mais importantes na fluidização. Para Geldart (1986 apud RAMIREZ-BEHAINNE, 1999), a relação entre massa do sólido e seu volume contendo os vazios internos e superficiais corresponde à densidade aparente da partícula. Isto é, a densidade aparente inclui a porosidade da partícula. Esse tipo de densidade é superior à densidade a granel do leito empacotado e inferior à densidade real da partícula (massa específica da partícula). Outra característica é a porosidade de um leito de partículas (ε f ), representada por: (1) onde, V L : volume do leito (m 3 ); V p : volume dos sólidos (m 3 ).

31 31 A Equação (1) também pode ser representada mediante as densidades do leito e das partículas, na forma: ( ) ( ) (2) sendo que, : massa do leito, igual à massa total de partículas (kg); ρ p : densidade aparente das partículas (kg/m 3 ); ρ B : densidade a granel das partículas, ou de leito empacotado (kg/m 3 ). Quando um leito de partículas está levemente empacotado, a porosidade depende do diâmetro e da natureza das partículas. A maior parte dos materiais porosos e relativamente esféricos formam colunas de sólidos com porosidades perto de 0,45 (PELL, 1990 apud RAMIREZ-BEHAINNE, 1999). Outra característica física que influencia na fluidodinâmica das partículas no leito é a esfericidade de partícula. Segundo Cortez et al. (2008), a esfericidade representa um fator de forma, ou seja, uma característica que reflete o formato ou geometria da partícula. Mohsenin (1970 apud CORTEZ et al., 2008) propôs algumas expressões para calcular a esfericidade de uma partícula, sendo estas: (3) onde, Φ: esfericidade da partícula (-); d e : diâmetro de uma esfera de mesmo volume da partícula (mm). d ec : diâmetro da menor esfera circunscrita (mm). A Equação (3) exprime a forma característica do sólido em relação à de uma esfera do mesmo volume.

32 32 Uma segunda expressão para calcular a esfericidade assume que o volume de um sólido é igual ao volume de um elipsoide triaxial com seus interceptos a, b e c, e que o diâmetro de uma esfera circunscrita é o maior intercepto do elipsoide: ( ) (4) sendo, V s : volume do sólido (m 3 ); V ec : volume da esfera circunscrita (m 3 ). ou, [ ( ) ( ) ] ( ) (5) sendo que: a: maior intercepto (comprimento do sólido) (mm); b: maior intercepto normal a a (espessura do sólido) (mm); c: maior intercepto normal a a e b (largura do sólido) (mm). Os interceptos a, b e c não necessitam necessariamente se cruzar em um ponto comum. Por fim, tem-se uma terceira definição, mais simples e de resultados satisfatórios, indicada por Massarani e Peçanha (1989 apud Cortez et al., 2008): (6) onde, d ins : diâmetro do círculo inscrito ao sólido (mm); d c : diâmetro do círculo circunscrito ao sólido (mm).

33 33 A esfericidade típica de alguns sólidos é apresentada na Tabela 3. Tabela 3 - Esfericidade de alguns materiais. Material Esfericidade Φ (adimensional) Areia (média de vários tipos) 0,75 Areia sílica-quartzo (grão 407/40) 0,60 Bagaço de cana 0,30 0,55 Calcário 0,45 Carvão (picado) 0,65 Carvão (pulverizado) 0,73 Milho 0,66 Soja 0,90 Fonte: Adaptado de Basu (2006); Cortez et al. (2008). A fluidodinâmica do sistema de leito fluidizado também depende do tamanho e da distribuição granulométrica das partículas. Normalmente, as partículas de um material sólido não apresentam um padrão de tamanho. O tamanho de uma partícula pode ser obtido mediante microscopia óptica, onde se analisa uma amostra para determinar o tamanho médio da partícula. Outra maneira é por meio de peneiras padronizadas, o método mais utilizado, principalmente pela simplicidade e rapidez (CORTEZ et al. 2008). O método de classificação por tamanho utilizando peneiras padronizadas consiste basicamente na separação mecânica das diferentes frações de tamanho do material amostrado, por meio de um conjunto de peneiras, onde cada peneira apresenta uma malha conhecida. O resultado obtido da análise de distribuição granulométrica é o diâmetro médio, ou diâmetro de Sauter, o qual demonstra a dimensão característica do conglomerado de partículas. Segundo Basu (2006), o diâmetro médio de Sauter é calculado a partir da Equação (7): (7) onde, : fração mássica das partículas retidas na malha de cada peneira; : abertura média da malha obtida entre peneiras subsequentes.

34 REGIMES DE FLUIDIZAÇÃO A identificação dos regimes de fluidização é importante na caracterização do comportamento dinâmico do sistema. A Figura 3 apresenta vários regimes típicos de fluidização na presença de baixa velocidade do fluido. Figura 3 - Regimes de fluidização em sistemas de leito fluidizado. Fonte: Adaptado de Kunii e Levenspiel (1991) apud Fonseca (2009). Inicialmente, as partículas sólidas encontram-se em repouso na região inferior do leito. Partindo de uma velocidade de fluidização muito baixa na entrada do riser nenhum efeito é produzido sobre o leito e as partículas permanecem estáticas (Figura 3(a)). Esta é a condição para o chamado leito fixo, onde o gás preenche os espaços vazios localizados entre partículas e passa sem interferir no estado das partículas sólidas (PÉCORA, 1995). Com o aumento da velocidade, as partículas na região inferior do riser começam a vibrar, com pequenas movimentações, caracterizando o denominado leito expandido. Com uma maior vazão de fluido na entrada do riser, os sólidos passam a ficar suspensos no fluxo ascendente que escoa através do leito. Neste ponto é atingida uma condição de equilíbrio entre as forças de arrasto do fluido sobre as partículas e a força do peso das partículas, determinando assim o chamado leito fluidizado incipiente ou leito em mínima fluidização (Figura 3(b)). Na transição entre leito fixo e leito plenamente fluidizado, pode-se definir a velocidade mínima de fluidização (u mf ), como a velocidade necessária para que as partículas sólidas se separem uma das outras e fiquem suspensas no leito. Ela pode ser obtida por meio de correlações matemáticas ou medições

35 35 experimentais, mediante a medição da perda de carga ao longo do leito com o aumento da velocidade superficial do gás (FONSECA, 2009; HODAPP, 2009). Aumentando-se mais a velocidade do fluido aparecem outros regimes de fluidização, que dependerá da interação líquido-sólido ou gás-sólido. Para os diferentes estados físicos, têm-se comportamentos diferentes no leito quando ocorre um incremento da velocidade acima a da mínima fluidização. No primeiro caso, para sistema líquido-sólido, um aumento da velocidade para acima da mínima de fluidização produz uma leve expansão no leito, caracterizando o chamado regime de fluidização particulada ou homogênea (Figura 3(c)). Para sistema gás-sólido, o acréscimo acima da velocidade mínima de fluidização, geralmente leva ao aparecimento de bolhas e canais preferenciais no leito (FONSECA, 2009). Continuando com o acréscimo na velocidade do gás, ocorre à formação de bolhas e, consequentemente, atinge-se o regime de fluidização borbulhante (Figura 3(d)). Aumentando-se ainda mais a velocidade do gás, o leito entra gradativamente nos regime de fluidização turbulenta e rápida, onde se verifica uma agitação elevada das partículas, com uma velocidade de deslizamento (diferença entre velocidade do sólido e do gás que escoa entre as partículas) superior e um transporte de sólidos considerável para fora do sistema. Por fim, o transporte pneumático apresenta velocidade de deslizamento menor ao do regime anterior, com elevado carregamento de sólidos. Os regimes de fluidização descritos acima podem ser visualizados na Figura 4. Figura 4 - Diagrama dos regimes de fluidização em função da velocidade relativa gáspartícula. Fonte: Adaptado de Dedini - Indústrias de Base (2013).

36 36 Na Figura 4 também é possível verificar que o aumento da velocidade média do gás produz uma expansão no leito. Isso acarreta em um maior contato das partículas sólidas com as paredes do sistema, levando a uma maior pressão estática nos componentes do sistema de leito fluidizado circulante. De acordo com Ramirez-Behainne (2007), um sistema de leito fluidizado circulante opera essencialmente sob o regime de fluidização rápida, principalmente pelo fato da velocidade do fluido estar acima da velocidade de transporte das partículas, o que gera um padrão fluidodinâmico característico de escoamento. Quando se atinge o regime de fluidização rápida, partículas deslizam na superfície interna do leito com uma velocidade relativa gás-sólido muito maior do que a velocidade de queda livre das partículas. Como descrito anteriormente, essa velocidade é denominada de velocidade de deslizamento ou slip velocity (u s ), e refere-se à diferença entre a velocidade do gás fluidizante e a dos sólidos suspensos CARACTERÍSTICAS DO REGIME DE FLUIDIZAÇÃO RÁPIDA O regime de fluidização rápida é caracterizado pelo deslocamento de um número significativo de partículas até o topo do riser, e também pelo retorno das partículas no fundo da coluna principal, por meio da válvula de recirculação de sólidos. Os leitos fluidizados com elevadas velocidades do gás não apresentam uma nítida divisão entre a região densa no fundo da coluna e a região diluída no topo da mesma, exibindo uma região de transição relativamente longa (PÉCORA, 1995). No regime de fluidização rápida ocorre um padrão típico de escoamento gás-sólido, denominado de escoamento núcleo anular. Este escoamento caracteriza-se pelo transporte ascendente de uma mistura diluída de gás e sólidos e a descida simultânea de uma porção densa de sólidos pelas paredes do riser (DAVIDSON, 2000). Outras características fundamentais do regime de fluidização rápida são a alta taxa de recirculação de sólidos, agregação de partículas, também conhecidos como clusters, os quais se desintegram e retornam à suspensão

37 37 gás-sólido, o intenso retorno de sólidos ou dispersão axial e velocidades relativas gás-partícula superiores à velocidade terminal das partículas individuais (PÉCORA, 1995). Em relação à concentração de sólidos no sistema, Weinsteinet et al. (1985) demostraram que o perfil axial de concentração de partículas sólidas apresenta uma região densa, localizada na base do riser e uma região diluída, localizada próxima ao topo do riser, o que pode ser observado pelo ponto de inflexão da Figura 5. Observa-se que com o aumento da recirculação de sólidos e a velocidade do gás, e mantendo o inventário total de sólidos (massa total de partículas no sistema) constante, tem-se um deslocamento do ponto de inflexão para uma altura inferior no riser, o que altera o comprimento da região densa. Por outro lado, somente com a variação do inventário total de sólidos no standpipe (alteração no balanço de pressão), e a manutenção de outros parâmetros (Figura 5(a) e 5(c)), observa-se que o aumento de sólidos faz com que a região densa aumente. (a) (b) (c) Figura 5 - (a) e (b) Efeito da velocidade superficial do gás e do fluxo de recirculação dos sólidos para a fração de vazio ao longo do eixo vertical de um riser. (a) e (c) Efeito do inventário de partículas no standpipe para estudo da porosidade no riser. Fonte: Adaptado de Weinstein et al. (1983) apud Ramirez-Behainne(2007). Rhodes e Geldart (1986) citam trabalhos mostrando que, acima da velocidade de transporte das partículas, a queda de pressão por unidade de

38 38 comprimento entre dois pontos verticais da coluna é função da velocidade superficial do gás e do fluxo de recirculação dos sólidos, os quais provocam mudanças na altura da região densa presente no fundo da coluna. Uma expressão matemática que determina esta curva de distribuição axial da porosidade foi desenvolvida por Kunii e Levenspiel (1991). A Figura 6 mostra o perfil axial de porosidade para diferentes inventários em função da altura do leito, operando com partículas de um fluido de craqueamento catalítico (FCC). No topo do leito observa-se que para todos os casos, existe uma tendência de um perfil assintótico, ou seja, o comportamento da porosidade tende a ser constante com o aumento da altura do leito, porém uma variação é verificada no ponto de inflexão das curvas, que se deslocam para cima, ao incrementar o inventário de sólidos (MORITA, 2009). Figura 6 Perfil axial da porosidade do leito operando com partículas de FCC para diferentes inventários de sólidos. Fonte: Adaptado de Basu (2006). Para o perfil radial de concentração de sólidos, Bader et al. (1988) explicam que na seção central do riser tem-se uma distribuição de porosidade relativamente alta e uniforme, aumentando significativamente nas regiões próximas da parede, formando o perfil parabólico mostrado na Figura 7. O aumento da taxa de recirculação de sólidos diminui a porosidade média do leito, principalmente na região inferior do riser, onde ocorre um aumento da concentração de sólidos. Para Rhodes (1992), a concentração média das

39 39 partículas suspensas no riser é diretamente proporcional à razão do fluxo de sólidos com a velocidade superficial do gás. (a) (b) Figura 7 - (a) Perfil de porosidade e distância do eixo central; (b) velocidade de partículas e distância na direção radial. Fonte: Adaptado de Bader et al. (1988) apud Ramirez-Behainne (2007). Pelo fato da região inferior do leito fluidizado rápido ser mais densa, nela existe uma maior concentração de sólidos, levando a um maior diferencial de pressão por unidade de altura do leito. Na operação em regime permanente, a pressão no ponto A deve ser menor que a pressão em F (Figura 8), permitindo que o montante de sólidos acumulados na válvula L passe do standpipe para o riser. Figura 8 - Perfil de pressão no loop de um leito fluidizado circulante. Fonte: adaptado de Basu (2006).

40 40 O perfil de porosidade no leito é governado pelo balanço de pressão no sistema, compreendendo a perda de carga no riser, ciclone, standpipe e na válvula de recirculação. O balanço de pressão no sistema é descrito pela expressão: (8) O comportamento do leito fluidizado indicará as diferentes combinações para os termos de perda de carga em cada seção do circuito de fluidização. Assim, as variações nos parâmetros de operação do sistema influenciarão na distribuição das perdas de carga no balanço de pressão FLUIDODINÂMICA DE MISTURAS As partículas de combustível afetam diretamente a fluidodinâmica do sistema. Propriedades físicas como diâmetro médio, densidade, esfericidade e porosidade são os fatores determinantes no comportamento fluidodinâmico do sistema de leito fluidizado circulante. Em alguns casos, opta-se por utilizar proporções adequadas de misturas de combustíveis diferentes para melhorar o processo de combustão do sistema. Muitos são os processos industriais que utilizam sólidos particulados em escoamento de gases, dando mais importância ao estudo do comportamento fluidodinâmico de misturas. Além das partículas de combustível, no processo de fluidização é utilizado um material sólido inerte em maior proporção, normalmente areia, as quais não reagem no sistema, tendo como objetivo homogeneizar o escoamento gás-sólido, melhorar a fluidização e facilitar o processo de combustão, por meio de uma troca de calor mais intensa ao longo do sistema (CUI e GRACE, 2007; RAMIREZ-BEHAINNE, 2007). Um parâmetro importante no escoamento gás-sólido é a velocidade mínima de fluidização. Para misturas com sólidos de diferentes densidades, uma equação para a velocidade mínima de fluidização ( ) foi proposta por Niewon et al. (1978), os quais, relatam que durante o processo de fluidização, na parte superior do leito existe uma composição diluída, enquanto que, na parte inferior forma-se uma região mais concentrada. Na pesquisa, eles

41 41 definiram o índice de mistura dos componentes,, como a razão entre a concentração de partículas na região inferior do leito (jetsam) e a concentração global de partículas. O valor de é função da velocidade de fluidização u, onde: (9) sendo que, ( ) ( ) (10) A Equação (10) depende da velocidade do gás, tida como a velocidade de controle em. Neste caso, é a menor velocidade mínima de fluidização entre os dois componentes da mistura. A equação é recomendada para misturas binárias, com ou sem diferença de densidades e com aproximadamente 50% do volume composto por jetsam. Pécora et al. (2012) apresentaram a equação para o cálculo da velocidade mínima de fluidização ( ). Esta expressão baseia-se na equação de Ergun (1952) e é indicada na Equação (11): ( ) (11) onde, Ar é o número de Arquimedes, descrito pela Equação (12); é a porosidade do leito livremente empacotado, apresentada na Equação (13); e é o número de Reynolds baseado no diâmetro da partícula e velocidade superficial na condição de mínima fluidização, mediante a Equação (14). ( ) (12)

42 42 (13) (14) Sendo que, d p : diâmetro da partícula (m); ρ p : densidade da partícula (kg/m 3 ); ρ f : densidade do fluído (kg/m 3 ); M p : massa das partículas (kg); V: volume do leito (m 3 ); μ g : viscosidade dinâmica do fluido (kg/m.s) A velocidade mínima de fluidização também pode ser obtida por uma equação alternativa, denominada de simplificação de Wen e Yu (Equação 15), a qual não utiliza a esfericidade das partículas, nem a porosidade do leito na condição de mínima fluidização. ( ) (15) Formisani et al. (2003 e 2008) estabelecem que interpretações baseadas na definição de uma velocidade mínima de fluidização da mistura podem acarretar resultados errados a respeito da influência causada pelas variáveis do sistema no comportamento. Alguns experimentos já realizados com misturas de sólidos em diferentes características físicas, como tamanho da partícula e densidade, relatam que o processo de fluidização ocorre em uma determinada faixa de velocidade (Figura 9), sendo limitado pela velocidade de fluidização inicial e final das partículas presentes na mistura do sistema.

43 43 Figura 9 - Fluidização de uma mistura de dois componentes. Fonte: Formisani et al. (2003). Na Figura 9 é possível observar que, com o aumento da velocidade de fluidização, a queda de pressão aumenta até atingir a condição de mínima fluidização, e então, com um acréscimo da velocidade de fluidização a tendência é que a queda de pressão permaneça quase constante. O termo GB612-GB154 representa uma mistura de vidros ballotini, com tamanhos médios da partícula de 154 e 612 μm. A fração volumétrica de flotsam (partículas arrastadas para cima) é representada por x f. Assim, quando se fluidiza uma mistura binária de sólidos, parâmetros como arranjo inicial do leito fixo, composição do sistema e relação de tamanho ou densidade dos componentes, permitem determinar a fluidização dinâmica do sistema. Percebe-se que as pesquisas e estudos sobre a fluidodinâmica de misturas têm seu foco dominante na determinação da velocidade mínima de fluidização e identificação de fenômenos fluidodinâmicos presentes no sistema. Em relação ao estudo de parâmetros fluidodinâmicos do regime de fluidização rápida, bem como a influência de diferentes partículas sólidas na pressão estática do sistema, poucos são as informações experimentais reportadas na literatura.

44 44 3. MATERIAIS E MÉTODOS Nesta seção são descritos os equipamentos e materiais utilizados no trabalho, bem como, as etapas e os procedimentos realizados para o seu desenvolvimento DESCRIÇÃO DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO O equipamento experimental usado neste trabalho corresponde a uma unidade de fluidização rápida a frio (UFRAF), construída com recursos da Fundação de Apoio ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico do Paraná. O equipamento está instalado no Laboratório de Processos Termoquímicos da Universidade Tecnológica Federal do Paraná Campus Ponta Grossa. O circuito de fluidização foi projetado e posteriormente construído em aço carbono com algumas seções em acrílico. O sistema apresenta duas colunas verticais (riser e standpipe), um ciclone e uma válvula de recirculação de sólidos do tipo L. Existem três sistemas auxiliares, um para fornecimento de ar de fluidização, outro para fornecimento da ar na válvula de retorno de sólidos e um sistema com a instrumentação necessária para a aquisição de dados. A Fotografia 1 mostra o aparato experimental utilizado neste trabalho.

45 45 Instrumentação para Aquisição de Dados Circuito de Fluidização Sistema de Fornecimento de Ar de Aeração Sistema de Fornecimento de Ar de Fluidização Fotografia 1 Vista geral da unidade de fluidização rápida a frio. Fonte: Valaszek e Marin (2013) CARACTERÍSTICAS DA UNIDADE DE FLUIDIZAÇÃO A FRIO Como anteriormente descrito, o circuito de fluidização foi construído em aço visando uma maior resistência mecânica e com algumas seções em acrílico para facilitar a visualização do escoamento gás-sólido e dos fenômenos fluidodinâmicos. As principais dimensões do sistema de leito fluidizado são mostradas na Figura 10.

46 46 A coluna ascendente ou riser tem uma seção transversal circular, com tubos SCH 40 de três polegadas de diâmetro nominal, correspondendo a um diâmetro interno de 78 mm. O riser é composto por quatro seções de aço e três de acrílico, intercaladas entre si e também representadas na Figura 10 pelos índices BL-1 até BL-7. Juntos totalizam 2,85 m de comprimento, formando a altura da coluna principal. Figura 10 Dimensões principais do circuito de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013).

47 47 As localizações das tomadas de pressão no sistema e as nomenclaturas utilizadas estão indicadas na Figura 11. No riser têm-se seis tomadas de pressão (RS) instaladas nas paredes do circuito de fluidização, as quais estão ligadas ao dispositivo medidor de flutuação de pressão (tomada RS-01) e a manômetros do tipo U, por meio de mangueiras pneumáticas. Figura 11 Esquema do circuito de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Na base do riser foi utilizada uma tubulação cônica para evitar o retorno de sólidos ao fundo de sistema ou base do circuito. Esse componente cônico aumenta a velocidade do fluido na base do sistema contribuindo para a sustentação das partículas pelo fluido ascendente e evitando o retorno de

48 48 sólidos para o fundo do riser (RAMIREZ-BEHAINNE, 2007). A Fotografia 2 mostra em detalhe o componente cônico empregado no sistema. DISPOSITIVO CÔNICO REDUÇÃO 2 x 1 T VÁLVULA DIAFRAGMA Fotografia 2 - Dispositivo cônico inferior acoplado ao riser. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Na fotografia acima também é possível observar uma junção em T, que atua como ligação de fornecimento de ar de fluidização principal para o circuito. A junção em T apresenta diâmetro nominal de uma polegada, soldada ao dispositivo cônico e a uma redução 2 x 1 polegadas. A redução é conectada a uma tubulação de entrada do ar fluidizante, onde existe uma placa de orifício. Na parte inferior da junção em T existe uma válvula diafragma (VA-D) de uma polegada, utilizada para drenagem do sistema após o término de cada teste. Outro componente essencial do circuito de fluidização é o separador gás-sólido ou ciclone. As partículas sólidas que saem com o gás fluidizante pelo topo do riser e apresentam diâmetro inferior ao diâmetro de corte do ciclone são capturas por este dispositivo e deixam o sistema de fluidização.

49 49 Figura 12 Esquema do ciclone do circuito de LFC. Fonte: Valaszek e Marin (2013). As partículas juntamente com o gás deixam o riser e passam pelo duto de saída que liga ao ciclone. O duto tem uma seção retangular com um ângulo de saída de 12, em relação ao plano frontal formado pelo centro do riser e standpipe, como pode ser visualizado na Figura 12. Na parte superior do ciclone tem-se uma junção em T fabricada em PVC, utilizada como conexão para uma mangueira flexível com 2,5 polegadas de diâmetro nominal, que direciona o ar fluidizante que deixa o sistema, ao filtro de mangas (Fotografia 4). Pela junção em T também é realizada a alimentação do sistema, onde existe uma tampa. No ciclone também existe uma tomada de pressão responsável por medir a pressão estática durante a passagem do escoamento gás-sólido.

50 50 MANGUEIRA FLEXÍVEL T - PVC CICLONE BL-07 (RISER) Fotografia 3 - Ciclone separador de sólidos. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Após o ciclone, tem-se a coluna descendente ou standpipe. O diâmetro nominal do standpipe é de 2,5 polegadas, mesmo diâmetro da saída do ciclone, com tubo SCH 80. A altura do standpipe é de 1,61 m, com uma coluna descendente composta por duas seções de aço e duas de acrílico, intercaladas entre si e representadas na Figura 10 pelos índices BL-8 até BL-11. Nessa seção existem duas tomadas de pressão (SP) que estão conectadas aos manômetros. MANGUEIRA FLEXÍVEL FILTRO DE MANGAS Fotografia 4 Filtro de mangas. Fonte: Autoria própria.

51 51 Para completar o circuito de fluidização, no fundo do standpipe, tem-se uma válvula de recirculação de sólidos do tipo L. Sua função é promover o retorno dos sólidos à coluna principal e manter o leito de partículas em contínua circulação. O diâmetro nominal da válvula L é o mesmo do standpipe. Na perna vertical da válvula L existe uma entrada de ar comprimido, onde também é realizada a tomada de pressão. A perna horizontal é construída em acrílico para facilitar a visualização dos sólidos quando passam pela válvula. Ao fundo da perna vertical existe um tampão, o qual é retirado para realizar a drenagem do sistema após finalização de cada teste. A Fotografia 5 mostra a válvula L do aparato experimental. MANGUEIRA PARA INJEÇÃO DE AR DE AERAÇÃO MANGUEIRA PARA A LEITURA DE PRESSÃO NA VÁLVULA L TAMPÃO VL-H2 Fotografia 5 - Válvula de retorno de sólidos do tipo "L". Fonte: Valaszek e Marin (2013). O fornecimento de ar de fluidização é realizado por meio de um soprador do tipo radial (SO-1), marca AEROMACK, modelo CRE-04, movimentado por um motor elétrico de 4 cv de potência, mostrado na Fotografia 6. O ar é soprado para uma tubulação, passando pela placa de orifício (descrita mais adiante) e então entra na base do riser com velocidade elevada (> 3m/s). O controle de vazão e da pressão do ar de fluidização é realizado por uma válvula esfera (VA-E) de uma polegada, conectada a uma redução que está ligada à perna lateral de uma conexão T de duas polegadas, posicionada logo após a saída do soprador (Fotografia 6). Esta configuração permite um

52 52 maior controle sobre o ar de fluidização, principalmente quando apenas uma parte da vazão fornecida pelo soprador é requerida para a operação do sistema. Na sequência da linha de fornecimento de ar, tem-se uma conexão com engate rápido, permitindo a ligação de um sensor de temperatura (PT-100), com o objetivo de medir a temperatura do ar fluidizante. Uma válvula gaveta (VA-G) de duas polegadas, da marca DOCOL, modelo DN50, fabricada em latão, foi adicionada para controlar diretamente a vazão originada pelo soprador (Fotografia 6). SO-1 BICO ¼ T 90 VA-G VA-E Fotografia 6 - Sistema de fornecimento de ar de fluidização. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Uma placa de orifício posicionada a jusante da válvula gaveta é utilizada para medir a vazão de ar, conforme a Fotografia 7. A placa está separada da válvula gaveta a uma distância de 20 vezes o diâmetro interno da tubulação que conecta estes dois componentes. O medidor da vazão de ar foi construído de acordo com a norma NBR ISO , sendo fabricado em aço inoxidável AISI-304 com 3,17 mm de espessura, 73,54 mm de diâmetro externo e 25,1 mm de diâmetro do orifício. Duas tomadas de pressão, uma a montante (PO-M) e outra a jusante (PO-J) são utilizadas para quantificar as pressões absoluta e diferencial do ar de fluidização na região da placa de orifício.

53 53 PO-J PO-M PLACA DE ORIFÍCIO Fotografia 7 - Posicionamento da placa de orifício entre flanges. Fonte: Valaszek e Marin (2013). O ar injetado na válvula L (aeração) tem a finalidade de promover o escoamento das partículas sólidas acumuladas na válvula L em direção à base do riser. O ar é fornecido por um compressor (CO) da marca Schulz, modelo CSL 30 BR/250, e passa por uma linha para controle da pressão e vazão. Na linha de aeração existe uma válvula reguladora de pressão (VRP) padrão, na escala de 0 a 10 bar, possuindo adicionalmente dispositivo de retenção de umidade. Em seguida, a linha de aeração se divide em dois ramais em paralelo, onde estão instalados dois rotâmetros, com escalas complementares. O primeiro rotâmetro (ROT1) tem escala de 0,045 a 0,45 m 3 /h (a condições normais de temperatura e pressão), e o segundo (ROT2) tem uma escala de leitura de vazão de 0,40 a 4,80 m 3 /h (nas mesmas condições). Existem também duas válvulas agulhas (VA-1 e VA-2), cada uma antecedendo os rotâmetros. A configuração acima pode ser observada na Fotografia 8.

54 54 ROT-1 ROT-2 VA-1 VA-2 VRP Fotografia 8 - Configuração da linha de ar de aeração. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Depois de passar pelos rotâmetros, o fluxo de ar segue para a válvula L, conduzido por uma mangueira pneumática de poliuretano (PU) de 8 mm de diâmetro e 1,25 mm de espessura, incluindo curvas e conexões de engate rápido. O sistema de medição de pressão é composto por manômetros em U, preenchidos com água destilada, com os quais é realizada a leitura da pressão estática média ao longo do sistema. Cada tomada de pressão é conectada a uma mangueira pneumática, através da qual o sinal de pressão é transmitido ao manômetro. O painel de instrumentação é formado por 11 manômetros, fixados para as leituras das pressões estáticas, os quais podem ser visualizados na Fotografia 9.

55 55 MANÔMETROS EM U LINHA DE AR DE AERAÇÃO Fotografia 9 - Painel de manômetros do tipo U, juntamente com o sistema de aeração. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). Para analisar o comportamento da pressão média e as flutuações de pressão no escoamento gás-sólido, também foi utilizado um sensor de pressão e um sistema de aquisição de dados acoplados à tomada de pressão RS-01. Na Fotografia 10 é possível observar o transdutor de pressão diferencial de resposta rápida, da marca Cole Parmer, com faixa de medida de 0 a 25 in de coluna de água, um sistema de aquisição de dados, com 16 bits, 400 ks/s, marca National Instruments, modelo NIUSB 6212, além de uma fonte de potência com entrada de 120/230 V, corrente alternada e saída de 24V/2,5A, corrente direta, marca Siemens, modelo Logo Power.

56 56 FONTE DE POTÊNCIA SISTEMA DE AQUISIÇÃO DE DADOS TRANSDUTOR DE PRESSÃO Fotografia 10 Componentes do sistema de aquisição de dados com transdutor de pressão. Fonte: Autoria própria. Para medir a temperatura do ar fluidizante foi utilizada uma termoresistência PT-100 acoplada a um indicador digital de temperatura, da marca NOVUS, conforme mostrado na Fotografia 11. TERMORESISTOR INDICADOR DE TEMPERATURA DIGITAL Fotografia 11 - Termoresistor PT-100 e indicador de temperatura. Fonte: Valaszek e Marin (2013)

57 PARTÍCULAS CONSTITUINTES DO LEITO As partículas presente no leito foram a areia quartzosa (material inerte) e carvão mineral (combustível). Juntas, as partículas compõem uma mistura binária no leito analisada em termos de comportamento das variações de pressão obtidas a diferentes níveis de inventário total de sólidos e relação mássica de mistura. Inventário total de sólidos é a quantidade de material presente no leito, sendo expresso pela Equação (16), e relação mássica de mistura é a porcentagem do inventário total que é constituída por combustível, mostrada na Equação (17). (16) (17) (18) onde, : inventário total de sólidos do leito (areia + combustível) (kg); : massa de areia (kg); : massa de carvão mineral (kg); : fração mássica de areia (kg); : fração mássica de carvão mineral (kg); O carvão utilizado nos testes foi fornecido previamente moído pela Carbonífera do Cambuí LTDA, localizada no município de Figueira/PR. A areia utilizada nos testes foi fornecida pelo Laboratório de Fundição (CETEM) da Universidade Tecnológica Federal do Paraná Campus Ponta Grossa. O tamanho adequado das partículas foi escolhido com base no critério da isonomia na velocidade de transporte. Assim, as partículas de combustível foram selecionadas na faixa de 425 a 600 μm, e as partículas de areia na faixa de 212 a 300 μm. Um classificador vibratório semi-industrial da marca Servitech, modelo Vibrotech CT-025, foi utilizado para a separação das

58 58 partículas nas faixas granulométricas necessárias. Este classificador pode suportar até 06 peneiras e bandeja cega. A massa desejada de combustível e material inerte foi medida por meio de uma balança digital da marca Solotest, modelo BG-2000, com resolução de 0,001 g. As propriedades densidade aparente das partículas e esfericidade foram obtidas de trabalho prévio apresentado por Valaszek e Marin (2013), uma vez que os sólidos utilizados fazem parte do mesmo inventário utilizado naquele estudo, e estão presentes na Tabela 4. Tabela 4 Propriedades das partículas constituintes do leito Propriedade Carvão mineral Areia quartzosa Diâmetro médio (µm) Densidade aparente (kg.m -3 ) 1,433 2,522 Esfericidade 0,60 0,69 Velocidade de transporte (m.s -1 ) 3,22 3,09 Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013) MODELO MATEMÁTICO Rodrigues e Beltrane (2011) desenvolveram um modelo matemático semi-empírico capaz de dimensionar um leito fluidizado circulante para queima de combustível sólido, considerando as características das partículas e condições operacionais do sistema. Posteriormente, Valaszek e Marin (2013) fixaram as dimensões do sistema de leito fluidizado circulante, obtidas pelo modelo de Rodrigues e Beltrane (2011) e o adaptaram para utilização com misturas de sólidos. No procedimento de adaptação, foram também adicionados dois modelos auxiliares. O primeiro, referente às medições na placa de orifício, fornece a vazão de ar suprida pelo soprador, e assim, a velocidade de fluidização na base do riser. O segundo corrige a vazão lida pelo rotâmetro na linha de aeração da válvula L, devido às mudanças das condições de temperatura e pressão no local dos experimentos de fluidização. Este modelo desconsidera as equações referentes à combustão e a transferência de calor, sendo aplicado somente em experimentos a condições ambientais (condições

59 59 a frio). A Tabela 5 resume as dimensões principais do sistema de LFC impostas ao modelo fluidodinâmico. Tabela 5 - Dimensões do LFC impostas ao modelo fluidodinâmico. DIMENSÃO VALOR (m) Diâmetro interno da coluna riser (D r ) 0,078 Altura da base do riser até o ponto de saída para o ciclone (H) 2,700 Diâmetro do ciclone (D c ) 0,145 Diâmetro do standpipe (M) 0,059 Altura da entrada dos sólidos recirculados (H sr ) 0,350 Altura da entrada de aeração da válvula L (L a ) 0,122 Comprimento disponível para o standpipe e válvula L (L dc&lv ) 1,403 Comprimento da perna horizontal da válvula L (L hlv ) 0,339 Fonte: Valaszek e Marin (2013). A partir das condições operacionais estabelecidas e com a geometria fixa do sistema, a altura do ponto de inflexão do perfil de porosidade (H i ) e a razão de reciclagem interna de sólidos no topo do riser (R s ) passam a ser variáveis de saída do modelo fluidodinâmico, ao passo que, a velocidade de fluidização (u) e o inventário total de sólidos (I T ) tornam-se variáveis de entrada do modelo. O valor da velocidade de fluidização no sistema é atrelado ao valor da velocidade de transporte das partículas (u tr ). Assim, um valor um pouco acima da u tr garante que o sistema opere no regime de fluidização rápida. Em relação ao inventário total de sólidos, testes preliminares no aparato experimental forneceram a real capacidade do sistema para operação em carga máxima e mínima, a fim de evitar, no primeiro caso, que a coluna de sólidos no standpipe ocupe o ciclone e, no segundo, que a válvula de recirculação fique sem sólidos e permita a passagem de apenas gás na direção ascendente do standpipe (efeito curto-circuito). O modelo matemático também fornece dados referentes à taxa de recirculação de sólidos (G s ), expressa pela Equação (19). Nesta expressão a taxa de recirculação de sólidos é função da velocidade de fluidização (u), da velocidade de transporte (u tr ) e também da porosidade no topo do riser (ε h ). ( )( ) (19) A velocidade de transporte é representada pela Equação (20):

60 60 ( ) (20) onde, μ g é a viscosidade dinâmica do gás, é o diâmetro médio de Sauter para misturas. é a massa específica do gás e As principais equações do modelo matemático, adaptado por Valaszek e Marin (2013), são apresentadas nas Tabelas 6 a 9. Tabela 6 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte riser. Riser ( ) ( ) [ ( ) ] [ ] [ ] [ ] [ ( ) ( ) ] [ ] ( ) ( ) Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). Tabela 7 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte standpipe e válvula L. Standpipe e Válvula L ( ) ( ) ( ) [ ] [ ( ) ] [ ( ) [ ] ] [ ] [ ] Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).

61 61 Tabela 8 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte ciclone. Ciclone [ ] [ ] [ ] [ ] [( ) ( ) ] [ ] [ ] [( ) ( ) ] [ ] ( ( ( ( ) ) ( (( ) ( ))) )) [ ] ( ) [ ( ) ] [ ( ) ] [ ( ) ] ( ) [ ( ( ) ( ) )] [ ( ( ) ( ) )] [ ( ) ] [ ] [ ( ) ] ( ) [ ] Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).

62 62 Tabela 9 - Modelo matemático operacional do sistema de leito fluidizado circulante considerado neste trabalho, parte balanço de pressão e inventário. Balanço de pressão e inventário de sólidos [ ( ) (( ) ( ) ] ( ) ( ) [ ( ) ( ) ( ) ] ( ) [( ) ( )] Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). A solução do modelo fluidodinâmico está condicionada pelo balanço de pressão no sistema, conforme a Equação (21): (21) Um modelo auxiliar para a placa de orifício foi desenvolvido para diâmetro interno da tubulação maior que 50 mm e tomadas de pressão diferencial do tipo D e D/2, de acordo com a NORMA NBR ISO (1998). Este modelo apresenta a equação empírica para determinação do coeficiente de descarga, com o qual se obtém a vazão de ar do soprador, e desta maneira, a velocidade de fluidização na base do riser. Já o outro modelo auxiliar, correspondente à correção da vazão lida pelo rotâmetro, foi adotado de Ismail et al. (1998) PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL Com a finalidade de otimizar custos e o tempo de execução, bem como facilitar a análise dos dados obtidos, utilizou-se a técnica do planejamento fatorial na programação dos testes da unidade de fluidização rápida a frio (UFRAF). Esse planejamento permite obter, a partir de um número reduzido de ensaios, resultados conclusivos dos efeitos produzidos numa ou mais variáveis do processo quando variáveis operacionais são alteradas dentro de uma faixa de interesse.

63 63 Uma análise da literatura permitiu a escolha do inventário total de sólidos e da relação mássica de mistura como variáveis controladas. Ambas foram analisadas a diferentes níveis, com base nos requerimentos reais de uma unidade comercial de combustão em LFC e na capacidade do equipamento disponível para a realização deste estudo (conhecida mediante testes preliminares). Deste modo, os experimentos seguiram um planejamento fatorial 2 2, indicando a presença de dois fatores ou variáveis controladas, estudados em dois níveis de escolha. A Tabela 10 mostra a matriz de planejamento com as variáveis de entrada consideradas nos testes, onde os sinais + e - representam o nível alto e baixo da variável, respectivamente (BARROS NETO et al., 2003). Tabela 10 - Matriz de planejamento dos experimentos. Inventário de sólidos (I) Relação Mássica de Mistura (Rm) Resultado ( ) ENSAIO Nível Valor (kg) Nível Valor (%) 1 + 5,0 + 10, ,0-5,0 3-3,5 + 10,0 4-3,5-5, ,0 + 10, ,0-5,0 7-3,5 + 10,0 8-3,5-5,0 Fonte: Adaptado de Barros Neto (2003). Os ensaios foram realizados em duplicata, totalizando 8 testes experimentais, o que permite determinar o erro puro em cada um dos tratamentos experimentais considerados (BARROS NETO et al., 2003). O erro puro é importante para concluir sobre as respostas ( ), e assim, conhecer a significância do efeito produzido de um determinado fator controlável. Com a matriz de planejamento, obtêm-se os coeficientes de contraste, que trazem o efeito principal (I ou Rm) e a interação entre as variáveis controláveis (I x Rm). A Tabela 11 mostra os coeficientes de contraste entre as variáveis.

64 64 Tabela 11 - Coeficientes de contraste entre as variáveis. Ensaio I Rm I Rm ( ) Fonte: Adaptado de Barros Neto (2003). Segundo Barros Neto et al. (2003) e Rodrigues & Iemma (2005), o efeito principal de cada variável é definido com sendo a média dos efeitos nos dois níveis, ou seja: ( ) ( ) (22) ( ) ( ) (23) Com o valor de cada uma das variáveis obtido, tem-se o percentual de alteração do resultado final para a mudança de nível baixo para nível alto da variável. No caso de variáveis dependentes entre si, o efeito da integração entre as variáveis é expresso pela metade da diferença entre elas (BARROS NETO et al., 2003; RODRIGUES & IEMMA, 2005). ( ) ( ) (24) Para um número N de ensaios duplicados, a variância experimental é representada pela seguinte expressão: ( ) (25)

65 65 onde, d i é a diferença entre duas observações correspondentes ao i-ésimo ensaio. Com a variância, pode-se obter o erro experimental característico, também denominado de desvio padrão, dado por: (26) sendo que, s é o desvio padrão. O modelo estatístico utilizado acima descreve as respostas em função dos efeitos produzidos por unidade da variação dos fatores. Quando se utiliza de um planejamento fatorial 2 2, tem x 1, x 2 e a resposta observada no nível (x 1, x 2 ) é considerada como uma variável aleatória y(x 1, x 2 ). Logo, o erro aleatório com que as respostas flutuam em torno da média populacional é definido por meio dos valores de x 1, x 2 é representada por ε(x 1, x 2 ). Assim, para uma análise individual em um ensaio pode ser representada pela equação abaixo: ( ) ( ) (27) onde, os coeficientes β 0, β 1, β 2 e β 12 representam valores populacionais dos efeitos, por unidade das variáveis codificadas. Para um número de oito experimentos, os valores obtidos dos coeficientes são apenas estimativos. Assim, surgem novos parâmetros denominados de estimadores dos parâmetros populacionais, representados por b 0, b 1, b 2 e b 12. Com isso, é possível calcular uma estimativa de uma observação na combinação de níveis (x 1, x 2 ), denominada modelo estatístico: ( ) (28) escalar: A Equação (28) também pode ser representada por um produto

66 66 ( ) [ ] (29) onde o acento circunflexo (^) representa o valor de uma estimativa e não um valor populacional. Utilizando o diagrama de Pareto é possível visualizar a significância dos efeitos produzidos pelas variáveis. Nesse diagrama, os efeitos padronizados são representados por alturas das barras, colocadas em ordem decrescente. Com a Equação (30), obtém-se a altura das barras. (30) Para completar o diagrama, o valor de t Tab precisa ser calculado. Com isso, é possível encontrar os valores a partir do qual os efeitos são significativos. No presente trabalho, o valor de t Tab adotado será de 2,78, baseado na distribuição t de Student, com 4 graus de liberdade e 95% de nível de confiança. Somado a isso, pode representar o valor dos desvios entre experimento e simulação, juntamente com os valores das variáveis de resposta analisadas nos componentes da UFRAF TRATAMENTO DOS RESULTADOS Com os dados experimentais obtidos, segue-se para o tratamento dos resultados. O tratamento dos resultados ocorre de duas formas. A primeira refere-se ao balanço de pressão no circuito, onde são apresentados gráficos da variação da pressão de acordo com o inventário de sólidos e a relação de mistura presente no sistema, para analisar a influência da variação dos parâmetros de entrada perante os resultados. A segunda etapa é a comparação dos dados experimentais com o modelo matemático, com a finalidade de obter a porcentagem de desvio entre o experimental e o simulado por meio da utilização de gráficos e um estudo estatístico.

67 67 Posteriormente, outra análise é realizada utilizando os dados provindos do transdutor de pressão, posicionado no sistema para observar a estabilidade fluidodinâmica operacional mediante medidas das flutuações de pressão obtidas na parte baixa do riser (local de maior densidade de leito) em função das variáveis controladas. No estudo estatístico utilizam-se diagramas de Pareto e de superfície de resposta para demostrar a influência da mudança de nível dos fatores de entrada sobre a pressão estática no sistema.

68 68 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO Nessa seção serão apresentados os resultados obtidos nos ensaios realizados na unidade de fluidização, sendo que a primeira parte da seção expõem os resultados experimentais em diferentes níveis de inventário de sólidos e relações de mistura. Posteriormente, serão realizadas análises comparativas dos resultados experimentais com os resultados do modelo matemático semi-empírico adaptado de Rodrigues e Beltrane (2011). Além disso, a adição do monitoramento de pressão estática, por meio de um transdutor de pressão diferencial na tomada de pressão RS-01, permite uma análise mais completa da fluidodinâmica operacional na parte inferior do riser, local de maior densidade do leito RESULTADOS EXPERIMENTAIS De acordo com a matriz de planejamento experimental do trabalho, foram executados 8 testes experimentais, variando o nível de inventário de sólidos e a relação de mistura. Na execução dos testes, alguns parâmetros operacionais foram mantidos constantes, como a velocidade de fluidização na base do riser em 4 m/s e a taxa de aeração na válvula L, em torno de 0,6 Nm 3 /h. Os dados experimentais foram coletados durante a execução dos experimentos e estão presentes no apêndice do trabalho EFEITO DA RELAÇÃO DE MISTURA Para analisar o efeito da relação de mistura no perfil de pressão estática do sistema gás-sólido, manteve-se incialmente o inventário de sólidos constante e utilizaram-se dois níveis de relação de mistura, 5% para nível baixo e 10% para nível alto. Com os resultados experimentais, elaborou-se o Gráfico 1, onde no eixo das abscissas tem-se a pressão estática e no eixo das ordenadas tem-se a altura das tomadas de pressão no sistema de fluidização. A tomada de pressão RS-01 foi somente indicada no gráfico, por se tratar de um ponto localizado na região inferior do riser, e que não faz parte do circuito

69 Altura, H [m] 69 de fluidização. Isto se deve ao fato dos sólidos retornarem ao riser em uma altura superior a tomada de pressão RS-01. No Gráfico 1 é possível verificar a baixa influência da alteração da relação de mistura de 5% para 10%. Quando se altera a relação de mistura para um nível superior, significa que a parcela de sólidos do sistema formado por combustível também incrementa, porém para o inventário de 3,5 kg, está alteração gera poucas mudanças no perfil de pressão estática, principalmente pela pouca interferência produzida pelas partículas de combustível, quando o sistema opera com baixo inventário de sólidos. Inv. = 3.5 kg Rm = 10 % Rm = 5 % 3 2,5 2 1,5 1 SP-01 SP-02 RS-06 RS-05 RS-04 RS-03 0,5 RS-02 VAL-L 0 RS Pressão Estática [Pa] Gráfico 1 - Perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 3,5 kg e relação de mistura variável. Fonte: Autoria própria. Por outro lado, para o inventário no nível superior (Gráfico 2), o aumento da relação de mistura desloca o gráfico do perfil de pressão para direita, aumentando a pressão estática em todas as tomadas de pressão do sistema. Isso se deve à expansão produzida no leito pelo aumento de partículas menos densas, que produzem um maior atrito com as paredes do sistema ao ocupar um volume maior.

70 Altura, H [m] 70 Inv. = 5 kg Rm = 10% Rm = 5 % 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 RS-06 RS-05 SP-01 RS-04 SP-02 RS-03 VAL-L RS-02 RS Pressão Estática [Pa] Gráfico 2 - Perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 5 kg e relação de mistura variável. Fonte: Autoria própria EFEITO DO INVENTÁRIO DE SÓLIDOS Para verificar o efeito do inventário de sólidos no perfil de pressão estática do circuito de fluidização, manteve-se a relação de mistura constante e alterou-se o inventário de sólidos. A análise foi realizada para nível alto e baixo de relação de mistura e os resultados estão presentes nos Gráficos 3 e 4. No Gráfico 3, o aumento do inventário de sólidos de 3,5 para 5 kg gera um aumento na pressão estática em todos os pontos do circuito, levando a uma nova condição de equilíbrio, o que acarreta na necessidade do ar fluidizante exercer uma maior força para arrastar o leito de partículas em um leito mais denso. Quando se aumenta a quantidade de sólidos no circuito, a porosidade do sistema diminui, ou seja, a parcela de vazios que permite a passagem do ar fluidizante, e assim, ocorre um aumento da pressão estática em todos os componentes do circuito.

71 Altura, H [m] ,5 2 1,5 1 SP-01 SP-02 Rm = 5 % Inv. = 3.5kg RS-06 RS-05 RS-04 RS-03 Inv. = 5kg 0,5 RS-02 VAL-L 0 RS Pressão Estática [Pa] Gráfico 3 - Perfil axial de pressão para relação mássica de mistura de 5 % e inventário de sólidos variável. Fonte: Autoria própria. Assim como no Gráfico 3, também no Gráfico 4 é possível verificar um deslocamento do gráfico para direita com o incremento do inventário de sólidos. O leito fica mais denso e o ar fluidizante tem mais resistência para arrastar uma quantidade maior de partículas pelo circuito. Outro fator determinante no aumento da pressão estática é o atrito produzido pelo contato das partículas com a parede. Para um inventário de sólidos maior, a área de contato das partículas com a parede aumenta o que contribui para a elevação da pressão estática ao longo do circuito. Em ambos os casos, o perfil de pressão varia com a altura do sistema, tendo como fator determinante a densidade e porosidade. Para os pontos inferiores do sistema verifica-se uma maior pressão estática, sendo que com o aumento da altura no circuito, ocorre uma diminuição gradual de sólidos, e um aumento da porosidade, observando-se uma menor pressão estática. Além disso, verifica-se que a pressão na válvula L (VAL-L) é maior que a pressão na entrada do riser (RS-02) em todos os casos, o que se faz necessária para que ocorra a circulação de sólidos no sistema.

72 Altura, H [m] 72 Rm = 10 % Inv. = 3.5kg Inv. = 5kg 3 2,5 2 1,5 SP-01 RS-06 RS-05 RS-04 1 SP-02 RS-03 0,5 0 RS-02 VAL-L RS Pressão Estática [Pa] Gráfico 4 - Perfil axial de pressão para relação mássica de mistura de 10 % e inventário de sólidos variável. Fonte: Autoria própria. Em todos os casos estudados acima, a maior pressão estática é obtida na região da válvula L, um região de baixa porosidade, onde ocorre um acúmulo de sólidos que serão retornados ao riser. As partículas que possuem diâmetro superior ao diâmetro de corte do ciclone, passam pelo mesmo e descem pelo standpipe, chegando à região da válvula L, onde se acumulam. A necessidade de converter um movimento descendente das partículas e direcioná-las ao riser, juntamente com a grande quantidade de sólidos na região, faz com que a pressão estática nessa região seja maior. Um fenômeno que pode ocorrer nessa região é o shorcut, ou seja, a interrupção do fluxo de sólidos no circuito. O fenômeno ocorre quando a quantidade de sólidos na região da válvula L é pequena, e a pressão estática é insuficiente para movimentar as partículas para a região do riser. Para evitar esse fenômeno, a quantidade de sólidos no sistema deve ser mantida acima da quantidade mínima, favorecendo uma operação sem risco de interrupções.

73 MEDIDAS DE PRESSÃO COM TRANSDUTOR DE RESPOSTA RÁPIDA Além da coleta dos dados experimentais utilizando os manômetros, um transdutor de pressão estática e um sistema de aquisição de dados foram adicionados ao sistema para coletar dados da flutuação de pressão na tomada de pressão RS-01. O transdutor foi colocado nessa local pelo fato de apresentar a maior densidade e as maiores variações de pressão estática em relação às outras tomadas. As análises foram realizadas para diferentes condições operacionais, onde o inventário de sólidos e a relação mássica de mistura foram as variáveis controladas. Para cada teste, foram coletados dados de pressão estática, sendo um dado de pressão estática era armazenado a cada milissegundo. Assim, para um minuto de teste, o sistema de aquisição de dados era capaz de armazenar sessenta mil dados de pressão, aumentando a precisão dos resultados. No processo de análise, buscou-se verificar a influência das variáveis controladas em certos períodos do experimento. Para os testes com as mesmas condições operacionais, foram analisados os dados obtidos no mesmo minuto, onde posteriormente foi feita a média e o desvio padrão dos dados obtidos no teste. O Gráfico 5 mostra os resultados obtidos do transdutor de pressão na tomada de pressão RS-01, para um inventário de 5 kg e um relação mássica de mistura de 10%. Com as variáveis controladas no maior nível, a amplitude de variação da pressão alcançou uma faixa ampla de valores, principalmente pela maior quantidade de partículas e pela turbulência gerada no sistema pela entrada dos sólidos recirculados. Nessa condição a força necessária para o ar fluidizante arrastar as partículas aumenta devido ao maior contato das partículas com as paredes e a menor porosidade no leito. Não existe uma divisão clara entre leito denso e diluído, e o leito apresenta-se muito turbulento e heterogêneo.

74 74 Teste 5 - Inv. 5 kg Rm. 10% Pressão estática (Pa) Pressão estática (Pa) Teste 1 - Inv. 5 kg Rm. 10 % Número de dados Número de dados (a) (b) Gráfico 5 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 5 kg e relação de mistura de 10%. Fonte: Autoria própria. No Gráfico 6 o inventário de sólidos continuou 5 kg, porém a relação de mistura foi alterada para 5%. A amplitude de flutuação da pressão diminuiu comparada ao Gráfico 5, em consequência da redução da relação de mistura que diminui o volume das partículas no leito, e consequentemente a área de contato, ocasionando uma redução na pressão estática na tomada de pressão RS-01. Teste 6 - Inv. 5 kg Rm. 5% Pressão estática (Pa) Pressão estática (Pa) Teste 2 - Inv. 5 kg Rm. 5% Número de dados (a) Número de dados (b) Gráfico 6 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 5 kg e relação de mistura de 5%. Fonte: Autoria própria

75 75 Para um inventário de sólidos de 3,5 kg e relação de mistura de 10% os resultados obtidos estão presentes no Gráfico 7. A pressão estática mantem-se mais estável, principalmente pela redução do inventário de sólidos. Em comparação com o inventário em 5 kg, a amplitude de variação da pressão estática é menor, sendo necessária uma menor força para arrastar as partículas ao longo do sistema. Isso se deve a menor resistência produzida pelas partículas sólidas em contato com as paredes do sistema. Teste 3 - Inv. 3,5 kg Rm. 10% Teste 7 - Inv. 3,5 kg Rm. 10% 3000 Pressão estática (Pa) Pressão estática (Pa) Número de dados (a) Número de dados (b) Gráfico 7 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 3,5 kg e relação de mistura de 10%. Fonte: Autoria própria. Alterando-se a relação de mistura para 5% e mantendo o inventário de sólidos constante em 3,5 kg, observa-se que a amplitude de variação da pressão estática é ainda menor (Gráfico 8), mantendo-se mais estável dentro de uma faixa de variação, com alguns pontos de reduções de pressão geradas pela queda de potência do soprador. Verifica-se que o inventário de sólidos e a relação de mistura afetam diretamente o comportamento fluidodinâmico do sistema de leito fluidizado circulante, onde para menor quantidade de sólidos e baixa relação de mistura, a amplitude de variação da pressão estática atinge faixas menores

76 76 Teste 4 - Inv. 3,5 kg Rm. 5% Teste 8 - Inv. 3,5 kg Rm. 5% 3000 Pressão estática (Pa) Pressão estática (Pa) Número de dados (a) Número de dados (b) Gráfico 8 - Pressão estática média na tomada de pressão RS-01 para um inventário de sólidos 3,5 kg e relação de mistura de 5%. Fonte: Autoria própria. Um comparativo entre os 8 testes experimentais em relação a média e desvio padrão da pressão estática está presente no Gráfico 9. Para isso, foram utilizados os sessenta mil dados obtidos do transdutor de pressão. Os testes 1 e 5 apresentaram a maior diferença média na pressão estática da tomada de pressão RS-01, para as mesmas condições operacionais (inventário de sólidos e relação de mistura). Nesses testes, o sistema operou sob a maior quantidade de sólidos e maior relação de mistura, o que ocasiona uma ampla faixa de amplitude de variação da flutuação de pressão e gera essa diferença na leitura do transdutor

77 Pressão Estática [Pa] Média e desvio percentual da flutuação de pressão em RS-01 Teste 1 Teste 2 Teste 3 Teste 4 Teste 5 Teste 6 Teste 7 Teste 8 Média Desvio percentual 100% 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% Gráfico 9 Média e desvio padrão da pressão estática na tomada de pressão RS-01 para os oito testes experimentais, com a utilização do transdutor de pressão. Fonte: Autoria própria. A fim de verificar a significância estatística dos efeitos do inventário e da relação de mistura sobre as medições de pressão obtidas com o transdutor, foram elaborados gráficos de Pareto e superfície de resposta, que mostram também o respectivo modelo estatístico. O Gráfico 10 apresenta o efeito padronizado da média de pressão estática em RS-01. Observa-se que o inventário de sólidos e a relação de mistura têm efeito significativo na pressão média para um nível de confiança de 95% (p=0,05). A variação do inventário de sólidos é dominante sobre a variação da relação de mistura, ou seja, quando se aumenta o nível de inventário de sólidos no sistema, os efeitos sobre a pressão estática ocorrem com maior intensidade, porém variando os fatores em conjunto, a pressão média não ultrapassa a linha de significância.

78 78 Variável: Média de pressão estática em RS-01 Inventário (kg) 18,72 Relação de mistura (%) 3,27 Inventário x Relação de mistura 2,26 p=0,05 Efeito padronizado Gráfico 10 Diagrama de Pareto para análise da variável média de pressão estática em RS-01. Efeito padronizado. Fonte: Autoria própria. O Gráfico 11 expõe a superfície de resposta para a pressão média no sistema, confirmando os mesmos resultados obtidos no diagrama de Pareto. Verifica-se que quando mantem-se o inventário de sólidos em 3,5 kg e aumenta-se a relação de mistura, a variação média na pressão estática é relativamente pequena. Entretanto, para o inventário de sólidos no maior nível (5,0 kg), a alteração da relação mássica de mistura provoca uma maior inclinação no gráfico, ocasionando um aumento na pressão mais expressivo. Além disso, é possível verificar que o aumento do inventário de sólidos para uma relação de mistura constante, produz uma variação de pressão estática média significativa no sistema. A superfície de resposta também permite verificar que a maior resposta no nível de pressão é verificada para o inventário de 5 kg e relação de mistura de 10%.

79 79 Gráfico 11 Superfície de resposta para a média de pressão estática em RS-01. Fonte: Autoria própria. O Gráfico 11 pode ser obtido mediante a Equação (31). Ela descreve o comportamento da média da variação de pressão estática em função dos fatores controlados (inventário de sólidos e relação de mistura). ( ) (31) Adicionalmente foi realizada uma análise da significância dos desvios de pressão estática na tomada de pressão RS-01. Essa análise permite verificar as diferenças obtidas na pressão estática com a variação do inventário de sólidos e a relação de mistura. O diagrama de Pareto aplicado à análise do desvio padrão dos sinais de pressão pode ser observado no Gráfico 12. Observa-se que no nível de 95% de confiança (p=0,05), somente o efeito do inventário de sólidos é significativo. Assim, alterando-se o inventário de sólidos, variações importantes são verificadas no desvio padrão. Entretanto, a variação da relação de mistura e a variação do inventário juntamente com a relação de mistura não produzem mudanças significativas no desvio padrão de pressão estática na tomada de pressão RS-01.

80 80 Variável: Desvio padrão de pressão estática em RS-01 Inventário (kg) 48,06 Inventário x Relação de mistura -1,64 Relação de mistura (%) 0,69 p=0,05 Efeito padronizado Gráfico 12 Diagrama de Pareto para análise do desvio padrão de pressão estática em RS-01. Efeito padronizado. Fonte: Autoria própria. A superfície de resposta do desvio padrão de pressão estática apresenta-se no Gráfico 13. A mesma interpretação do diagrama de Pareto pode ser verificada na superfície de resposta. Somente a alteração do inventário de sólidos gera mudanças significativas no nível de desvio padrão de pressão estática. Com o inventário de sólidos constante e aumentando-se a relação de mistura, a mudança no desvio é muito pequena. Por outro lado, quando a relação de mistura é inalterada e aumenta-se o inventário de sólidos, o desvio padrão chega a variar em média 600 Pa. Isso indica a influência dominante do inventário de sólidos sobre o desvio padrão de pressão estática na tomada de pressão RS-01.

81 81 Gráfico 13 Superfície de resposta para o desvio padrão de pressão estática em RS-01. Fonte: Autoria própria. O Gráfico 13 também pode ser modelado por meio da Equação (32), podendo obter o desvio padrão para outras condições operacionais. ( ) (32) 4.3. COMPARAÇÃO COM O MODELO MATEMÁTICO Para verificar a efetividade do modelo matemático semi-empírico previamente desenvolvido por Valaszek e Marin (2013), foi realizada uma comparação com os resultados experimentais obtidos. Nessa etapa foram comparadas as pressões estáticas obtidas nos componentes da UFRAF por meio da simulação do modelo matemático utilizando o software EES (Engineering Equation Solver) e as pressões estáticas dos componentes obtidas nos testes experimentais. A Figura 13 mostra o diagrama esquemático da UFRAF elaborado no EES. No software foram dispostas todas as equações do modelo matemático semi-empírico e, para facilitar a visualização dos resultados, foi criado um diagrama esquemático. Neste diagrama são inseridas as variáveis de entrada do modelo que o EES, o qual fornece as perdas de pressão estática nos componentes.

82 Figura 13- Diagrama esquemático da unidade de fluidização no EES. Fonte: Autoria própria. 82

83 Pressão Estática [Pa] Pressão Estática [Pa] VALIDAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO Considerando como variáveis controladas o inventário de sólidos e a relação mássica de mistura, foram gerados gráficos para analisar os resultados dos testes experimentais e da simulação do modelo matemático, na pressão estática no riser (ΔP rsr ), ciclone (ΔP c ), standpipe (ΔP st ) e válvula L (ΔP vl ). Com a média de pressão nos testes experimentais e resultados da simulação, consegue-se avaliar o desvio percentual de pressão estática nos componentes. Nos Gráficos 14 (a) e (b), manteve-se o inventário de sólidos constante em 3,5 kg e alterou-se somente a relação mássica de mistura. Na ordenada a direita é possível verificar o desvio percentual entre o experimental e a simulação, e na ordenada à esquerda têm-se a perda de pressão estática nos componentes. Verifica-se que as maiores perdas de pressão ocorrem na região do standpipe (ΔP st ) e válvula L (ΔP vl ), ocasionado pelo acúmulo de sólidos na região. O maior desvio percentual entre os testes experimentais e a simulação é observado no ciclone (ΔP c ), principalmente pelas baixas pressões obtidas no componente, o que pode levar a erros nas leituras dos manômetros. Experimento x Modelo matemático (I=3,5kg ; Rm=5%) Experimento x Modelo matemático (I=3,5kg ; Rm=10%) Prsr Pc Pst Pvl 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% Prsr Pc Pst Pvl 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% Experimental Simulado Desvio percentual Experimental Simulado Desvio percentual (a) Gráfico 14 - Inventário de sólidos fixo em 3,5 kg, com relação mássica de 5% (a) e relação de mistura de 10% (b). Fonte: Autoria própria. (b)

84 Pressão Estática [Pa] Pressão Estática [Pa] 84 Comparando os Gráficos 14(a) e 14(b) que apresentam o mesmo inventário de sólidos, percebe-se que a alteração da relação de mistura de 5% para 10% gera poucas variações na pressão estática dos componentes. No Gráfico 15 verificam-se os resultados para o inventário de sólidos constante no valor de 5 kg, de acordo com a mudança da relação mássica de mistura de 5% (Gráfico 15(a)) para 10% (Gráfico 15(b)). Assim como no Gráfico 14, as maiores pressões estáticas são obtidas no standpipe (ΔP st ) e válvula L (ΔP vl ), e também, o maior desvio percentual ocorre no ciclone (ΔP c ). Experimento x Modelo matemático (I=5kg ; Rm=5%) Experimento x Modelo matemático (I=5kg ; Rm=10%) Prsr Pc Pst Pvl 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% Prsr Pc Pst Pvl 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% Experimental Simulado Desvio percentual Experimental Simulado Desvio percentual (a) Gráfico 15 - Inventário de sólidos fixo em 5 kg, com relação mássica de 5% (a) e relação de mistura de 10% (b). Fonte: Autoria própria. Quando se altera o nível de relação de mistura para um nível maior, verifica-se que o desvio percentual entre o experimental e o simulado diminui no riser, standpipe e válvula L, tendo como exceção o ciclone, que para maior relação de mistura tem-se um maior desvio percentual. (b) 4.4. COMPARAÇÃO COM TRABALHOS ANTERIORES Valaszek e Marin (2013) pesquisaram a aplicação de misturas ternárias em leito fluidizado circulante. Eles analisaram a fluidodinâmica da mistura constituída por partículas de carvão mineral, serragem e areia. Uma comparação com as mesmas condições operacionais pode ser verificada no Gráfico 16, onde se observa a influência da utilização de somente carvão

85 Altura, H [m] 85 mineral ou uma mistura de carvão mineral e serragem como combustível na pressão estática. Ambas as análises são realizadas com 5 kg de inventário de sólidos e 5% de relação mássica de mistura, sendo que para a aplicação de carvão com serragem, dos 5% de relação mássica de mistura, 2,5% pertencem ao carvão e 2,5% a serragem. Inv. = 5 kg Rm = 5% (Carvão + Serragem) Rm = 5 % (Carvão) 3 2,5 2 1,5 1 0,5 SP-01 SP-02 RS-06 RS-05 RS-04 RS-03 RS-02 VAL-L 0 RS Pressão Estática [Pa] Gráfico 16 Comparação do perfil axial de pressão para inventário de sólidos de 5 kg relação mássica de mistura de 5 % com carvão e serragem e somente carvão. Fonte: Autoria própria. Como descrito anteriormente, o desempenho fluidodinâmico depende das propriedades da partícula, como densidade, diâmetro e esfericidade. No Gráfico 16 é possível verificar que a diferença de densidade na parcela de combustível acarreta em uma diferença na perda de pressão estática no sistema. O fato de a serragem ser menos densa que o carvão ocasiona aumento no volume do leito, levando a um maior contato das partículas com as paredes do sistema. A consequência é uma maior pressão estática em todas as tomadas de pressão quando a relação mássica de mistura apresenta como combustível uma partícula menos densa.

86 86 5. CONCLUSÕES Nesse trabalho foi verificado que a variáveis controladas do experimento, inventário de sólidos e relação mássica de mistura, tem influência na perda de pressão da unidade de fluidização rápida a frio. Além disso, foi comprovado que para diferentes combinações das variáveis controladas, o balanço de pressão no circuito de fluidização comanda a fluidodinâmica do sistema. O estudo do perfil axial de pressão mostrou que a uma maior altura no riser, a quantidade de sólidos diminui, a porosidade aumenta, e uma menor pressão estática é verificada no local. Para todos os casos, a maior pressão estática foi obtida na região da válvula L, principalmente pelo grande acúmulo de sólidos na região e a necessidade de movimentar os sólidos que descem pelo standpipe em sentido vertical, e direcioná-los ao riser, onde completam a circulação no sistema. Mediante uma comparação entre o efeito produzido pela mudança no inventário de sólidos e a mudança na relação de mistura é possível observar que a alteração no nível de inventário de sólidos produz mudanças mais significativas no perfil de pressão estática. Assim, uma maior massa de partículas torna o leito mais denso e produzem um aumento na resistência ao escoamento. A consequência é uma maior perda de pressão ao longo de todos os componentes do sistema. Mediante leituras provindas de um transdutor de pressão nos oito testes experimentais, analisou-se o efeito da mudança nas variáveis controladas sobre o efeito padronizado na média e no desvio padrão do sinal. Os resultados mostraram que o inventário de sólidos é dominante perante a média e o desvio padrão. Quando se altera o nível de inventário de sólidos, mantendo a relação de mistura constante, ocorrem alterações significativas na média de pressão estática na tomada de pressão RS-01. O mesmo efeito não é verificado quando se altera a relação de mistura para o mesmo inventário de sólidos. Com os resultados experimentais também foi possível analisar a efetividade do modelo matemático semi-empírico aplicado no trabalho. O modelo mostrou-se adequado em relação aos experimentos realizados,

87 87 obtendo-se resultados coerentes. O maior desvio percentual foi verificado na região do ciclone, fato ocorrido pela dificuldade na leitura de pressões muito baixas. Por outro lado, na região da válvula L, o desvio percentual ficou abaixo de 10%, mostrando que o modelo é satisfatório. Outra comparação foi realizada com trabalhos anteriores, onde se verificou a influência da relação mássica quando contêm partículas de combustíveis diferentes. No estudo, para a mesma relação mássica de 5%, realizou-se uma comparação com somente partículas de carvão mineral e outra com 2,5% de partículas de carvão mineral e 2,5% com partículas de serragem. Conclui-se que quando a relação mássica de mistura contém partículas menos densas (caso da serragem), a pressão estática nos componentes aumenta. Isso acontece porque partículas mais leves produzem uma expansão no leito e aumentam a área de contato com as paredes e diminuem a porosidade do leito.

88 88 6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS BADER, R.; FINDLAY, J.; KNOWLTON, T.M. Gas /solids flow patterns in a 30.5-cm-diameter circulating fluidized bed. In: Proceedings of the Second International Conference on Circulating Fluidized Beds. Compiègne, France, p March, BARROS NETO, B.; SCARMINIO, I. S.; BRUNS, R.E. Como fazer experimentos: pesquisa e desenvolvimento na ciência e na indústria. 2ª ed. Campinas: Ed. da Unicamp, BASU, Prabir. Combustion and Gasification in Fluidized Beds. USA: Taylor & Francis, p. BRITISH PETROLEUM, Statistical review of world energy. June, Coal. Disponível em: < 2012/statistical_review_of_world_energy_2012.pdf>. Acesso em: 09 jul CORÁ, Rogério. Aspectos Técnicos e Ambientais do Uso do Carvão Mineral em Caldeiras p. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal De Itajubá, Itajubá, CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; AYARZA, J. A. C. Biomassa no Brasil e no Mundo. In: CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; GÓMEZ, E. O. Biomassa para Energia. Campinas: Unicamp, p CORTEZ, L. A. B.; LORA, E. E. S.; GÓMEZ, E. O. Caracterização da Biomassa. Biomassa para Energia. Campinas: Unicamp, p CUI, H.; GRACE, J. R. Fluidization of biomass particles: A review of experimental multiphase flow aspects. Chemical Engineering Science, v. 62, p.45-55, DAVIDSON, J. F. Circulating Fluidized Bed Hydrodynamics. Power Technology, v. 113, p , DEDINI INDÚSTRIAS DE BASE. Caldeiras com Leito Fluidizado. Disponível em: < %3Acogeracao-de-vapor-e-energia&catid=2&Itemid=24&lang=pt>. Acesso em: 13 jan FONSECA, O. L. C. Estudo Preliminar da Fluidodinâmica do Escoamento Gás-Sólido de um Leito Fluidizado Circulante Através da Análise dos Sinais Dinâmicos de Pressão p. Dissertação (Mestrado) - Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2009.

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92 APÊNDICE A Procedimento Experimental 92

93 93 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL Na Figura A1 é possível observar o fluxograma com as etapas necessárias de um teste típico na UFRAF. Preparo da mistura combustível Preparo da UFRAF Partida e estabilização da temperatura sem circulação de sólidos Circulação de sólidos pelo circuito e estabilização da temperatura Registro das variáveis de saída Finalização do teste Figura A1 - Fluxograma das etapas de um teste típico no LFC. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). O roteiro do procedimento experimental será apresentado a seguir. PREPARO DA MISTURA COMBUSTÍVEL Inicialmente define-se o valor da relação de mistura e o inventário de sólidos, utilizando-se as equações (16), (17) e (18). Para medir a massa dos componentes, uma balança da marca Solotest, modelo BG 2000, com 0,001 g de resolução e capacidade máxima de 2 kg foi utilizada. Um balde vazio de 3 litros de capacidade foi colocado na balança, zerado e em seguida foi realizado a pesagem da areia e carvão mineral, respectivamente. Conforme o material foi sendo pesado, ele foi sendo depositado em um recipiente plástico com capacidade de 25 litros com tampa, onde em sequência seria realizada a mistura. A fotografia A1 mostra o recipiente com os sólidos já depositados.

94 94 Carvão mineral Areia Fotografia A1 - Partículas sólidas depositadas no recipiente de mistura. Fonte: Autoria própria. Com os sólidos depositados no recipiente, parte-se para o processo de homogeneização, através da agitação manual do recipiente, por meio de 20 movimentos oscilatórios. Ao final do processo, tem-se a mistura preparada para ser utilizada no sistema. Fotografia A2 - Mistura pronta (após o processo de homogeneização). Fonte: Autoria própria. Com o processo de mistura e preparação dos sólidos completo, utilizase o mesmo balde de 3 litros para colocar a mistura na UFRAF, para a realização do teste.

95 95 PREPARO DA UFRAF Antes da execução dos testes, é preciso verificar que o circuito da UFRAF e seus sistemas auxiliares estejam em condições apropriadas para operar. As etapas de verificação estão no fluxograma da Figura A2. Verificar o funcionamento do compressor Verificar a abertura ou fechamento das válvulas Realizar a instalação de extensões elétricas para o compressor, transdutor de pressão, termômetro digital e computador Verificar o nível de água dos manômetros Pesar o filtro vazio e anotar a massa Instalar o filtro na saída da mangueira flexível do ciclone Roteiro: Figura A2 - Fluxograma com as fases principais da etapa de preparo do LFC. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). 1. Verificar a instalação do compressor (CO-1) e o nível de óleo. 2. Instalar a mangueira que conecta o compressor (CO-1) à válvula reguladora de pressão (VRP). 3. Realizar a instalação de extensões elétricas para o transdutor de pressão, termômetro digital e computador (110V). Efetuar a ligação do transdutor de pressão, termômetro digital e do computador. Este último é utilizado para fazer a correção imediata dos valores de vazão na placa de orifício e rotâmetros, bem como sistema de armazenamento de dados do transdutor de pressão. 4. Verificar o nível de água destilada nos manômetros, assim como a vedação entre as mangueiras que conectam os manômetros as tomadas de pressão; 5. Verificar o fechamento da válvula reguladora de pressão (VRP) da válvula L; 6. Verificar a linha de ar de aeração para que a mesma esteja passando pelo rotâmetro 2 (ROT2), devido aos valores de vazão serem superiores a 0,5

96 96 Nm 3 /h e este ser o rotâmetro que apresenta maior escala. A conexão para o rotâmetro 1 (ROT1) é fechada por meio de tampões; 7. Verificar que a válvula diafragma (VA-D) esteja fechada, para que não haja saída de sólidos no momento da realização do experimento; 8. Verificar que a válvula gaveta (VA-G) e válvula esfera (VA-E) estejam totalmente abertas, possibilitando a maior passagem de ar do compressor para o circuito e também um alívio para diminuir a recirculação de ar pelo compressor, respectivamente; 9. Pesagem do filtro vazio e anotação da massa na folha de testes, para que após cada teste seja possível conhecer a eficiência do ciclone para aquela condição; 10. Instalação do filtro (by-pass) na saída da mangueira flexível ligada à saída do ciclone. PARTIDA E ESTABILIZAÇÃO DA TEMPERATURA na Figura A3. A ordem das fases principais que constituem esta etapa é apresentada Ligar o compressor (CO-1), abrir a válvula reguladora de pressão (VRP) e manter uma vazão mínima para fluidizar a região da válvula L Colocar a mistura de sólidos no circuito Fechar a válvula reguladora de pressão (VRP) Ligar o soprador (SO-1) Aguardar o sistema entrar em regime permanente Figura A3 - Fluxograma com as fases principais da etapa de partida e estabilização do sistema. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).

97 97 Roteiro: 1. Primeiramente, ligar o compressor e abrir a válvula reguladora de pressão (VRP) para fluidizar a região da válvula L. Isso ajuda a evitar que os sólidos se acumulem na tomada de pressão e obstruam a passagem do ar. Assim, pode-se depositar a mistura de sólidos no leito fluidizado circulante e tornar o processo de start da fluidização mais fácil. O procedimento de alimentação do circuito é efetuado pela região superior do ciclone, utilizando uma elevação já existente no laboratório para alcançar o mesmo. Para despejar os sólidos no circuito, utilizou-se de um funil para auxiliar no direcionamento dos sólidos até a válvula L e standpipe. 2. Em seguida, cessar o fluxo de ar fluidizante na válvula L fechando a válvula reguladora de pressão (VRP), e deixar a válvula gaveta (VA-G) com uma abertura parcial (aproximadamente oito voltas no sentido horário partindo de sua abertura total) e a válvula esfera (VA-E) totalmente aberta. Após isto, liga-se o soprador (SO-1) e espera até o fluxo entrar em regime permanente (aproximadamente 10 minutos). 3. Enquanto aguarda a estabilização do sistema, mantenha o compressor funcionando (CO-1) e a válvula reguladora de pressão (VRP) ainda fechada. 4. Define-se que o fluxo atinge o regime permanente quando a temperatura apresentada pelo termoresistor (PT-100) não apresenta mais uma mudança significativa de temperatura ( ), o que leva em torno de 8 minutos normalmente. CIRCULAÇÃO DE SÓLIDOS PELO CIRCUITO na Figura A4. A ordem das fases principais que constituem esta etapa é apresentada

98 98 Permitir o fluxo de ar de aeração Estabilizar o fluxo de ar na válvula L Fazer a correção do fluxo de ar primário Esperar o sistema entrar em regime permanente, agora com a mistura de sólidos Figura A4 - Fluxograma com as fases principais da etapa de partida e estabilização do sistema. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013). Roteiro: 1. Aos poucos, permita que o ar de aeração seja liberado pela abertura da válvula reguladora de pressão (VRP). Esta deve ser aberta até o ponto em que o leito fixo, localizado na válvula-l e standpipe, passe a ser considerado um leito fluidizado. 2. Após este momento, corrigir a vazão de ar de aeração para valores determinados pelo modelo matemático trabalhado, estabilizando, deste modo, o fluxo de ar e sólidos pelo standpipe e válvula L. 3. Com a observação da pressão estática a montante na placa de orifício (PO-M) e ajuda do modelo matemático referente à placa de orifício, realizar as correções necessárias da vazão de ar de fluidização, com abertura ou fechamento da válvula gaveta (VA-G) para que a velocidade de fluidização na base do riser continue a mesma. 4. Após a realização destes ajustes, esperar que o circuito entre em regime permanente novamente (10 a 15 minutos para a estabilização da temperatura, que agora será superior, por motivo de uma maior recirculação do ar gerado no soprador (SO-1)). REGISTRO DAS VARIÁVEIS DE SAÍDA na Figura A5. A sequência das fases principais que constituem esta etapa é resumida

99 99 Ajustar a vazão de ar primário e ar de aeração Verificar se o fluxo está em regime permanente Realizar a leitura das pressões estáticas e anotar os dados Esperar 5 minutos Repetir por 3 vezes Figura A5 - Fluxograma com as fases principais da etapa de registro das variáveis de saída. Fonte: Valaszek e Marin (2013). Roteiro: 1. Realizar o ajuste da vazão de ar primário e de ar de aeração, pela regulagem da válvula gaveta (VA-G) e válvula agulha (VA-2), respectivamente. Os valores de pressão estática a montante na placa de orifício (PO-M) e os valores apresentados pelo segundo rotâmetro (ROT2) devem ser corrigidos segundo o modelo matemático adaptado. 2. Verificar se o fluxo ar-sólidos encontra-se em regime permanente (com pequenas mudanças de temperatura na termoresistência PT-100). 3. Iniciar o processo de aquisição de dados do transdutor de pressão. 4. Realizar a leitura das pressões estáticas em todos os manômetros ligados ao circuito e anotar na folha de dados, já devidamente preenchida com número do ensaio, data, hora, inventário de sólidos, relação de mistura, entre outros. Esperar por cerca de cinco minutos e realizar os procedimentos desta etapa novamente por mais três vezes, com exceção do processo de aquisição de dados, que já está em andamento. 5. Após as leituras, parar o processo de aquisição de dados do transdutor de pressão.

100 100 FINALIZAÇÃO DO TESTE O procedimento para encerramento de cada teste está presente no fluxograma da Figura A6. Posicionar um saco plástico abaixo do tampão existente na válvula L Abrir o tampão posicionado na região horizontal da válvula L Esperar pela saída das partículas sólidas Desligar o compressor (CO-1) Abrir a válvula diafragma (VA-G) Desligar o soprador (SO-1) Fazer a limpeza da estrutura, dos filtros existentes nos bicos de pressão e das tubulações dos manômetros. Retirar o filtro de mangas, fazer a pesagem do mesmo, anotar e instalá-lo na posição novamente Retirar o termômetro digital Retirar o transdutor de pressão Desligar a balança e o computador Desligar a instalação elétrica Figura A6 - Fluxograma com as fases principais para a finalização do teste. Fonte: Adaptado de Valaszek e Marin (2013).

101 101 Roteiro: 1. Para efetuar a parada do sistema, primeiramente deve-se realizar a retirada dos sólidos que estão no circuito, posicionando um saco plástico abaixo do tampão existente na perna horizontal da válvula L; 2. Abrir o tampão posicionado na região horizontal da válvula L, ainda com o sistema ligado, e direcionar as partículas para o saco plástico; 3. Esperar pela saída das partículas sólidas que se encontram no interior do circuito; 4. Desligar o compressor (CO-1), para que não haja mais fluxo de ar de aeração; 5. Abrir a válvula diafragma (VA-D), para a retirada de sólidos que ficaram localizados na região inferior do cone; 6. Desligar o soprador (SO-1), quando o circuito de fluidização estiver com uma quantidade insignificante de partículas sólidas; 7. Realizar a limpeza da estrutura da UFRAR, dos filtros existentes nos bicos de pressão, das tubulações dos manômetros, entre outros componentes que possam estar sujos. 8. Retirar o filtro de mangas, fazer a pesagem do mesmo, anotar o valor, fazer a limpeza das partículas finas que ficaram no mesmo, pesá-lo e anotar o valor novamente para o próximo teste e então instalá-lo na posição correta; 9. Desligar o termômetro digital, assim como fazer a retirada do sensor (PT100) e colocar um pequeno tampão de ¼ de polegada no mesmo local; 10. Desligar transdutor de pressão, balança e o computador; 11. Retirar todas as extensões elétricas utilizadas e guardá-las em seus devidos lugares.

102 APÊNDICE B Testes Experimentais 102

103 103