ESTUDO DOS DEFEITOS NAS TELHAS PRENSADAS. TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 1

ESTUDO DOS DEFEITOS NAS TELHAS PRENSADAS TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 1

08 16 22 MATÉRIA PRIMA Autores buscam soluções viáveis com resíduo de alto teor de carbono. TELHAS Professor analisa as causas dos defeitos e propõe soluções para corrigí-los. FORNOS Pesquisador apresenta os resultados de medições feitas na indústria de cerâmica. S U M Á R I O 08 FREITAS, MONTEIRO, SÁN- 16 PROFESSOR SEBASTIÃO CHEZ e VIEIRA 22 Incorporação de coque de petróleo Estudo dos defeitos nas telhas em cerâmica vermelha. prensadas. LAIETE SOTO MESSIAS Recuperação de gases quentes em fornos intermitentes. 2 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

E D I T O R I A L EDIÇÃO 01 - ANO 1 - MARÇO 2012 Produção de qualidade O crescimento da construção civil tem atingido positivamente o mercado de cerâmica vermelha. Diante deste crescimento, as indústrias cerâmicas precisam aumentar a produção para atender aos pedidos e, para isso há a necessidade de informação técnica, para solucionar os problemas que ocorrem diariamente dentro da empresa, garantindo a qualidade de seus produtos. O futuro do ceramista está ligado à qualidade dos produtos fabricados, não há dúvidas e, por isso a Revista Tempo Técnico surge, para suprir a falta de informação em relação às soluções dos diversos problemas que ocorrem na produção dos materiais cerâmicos. Nesta primeira edição trazemos três artigos: Incorporação de coque de petróleo em cerâmica vermelha, Estudo dos defeitos nas telhas prensadas e Recuperação de gases quentes em fornos intermitentes. Boa leitura. Diretora de Redação Rua Cel. Marcos Rovaris, nº 54, sl 34 Centro, Criciúma - SC - 88.801-100 (48) 3061.7097 Fax: (48) 3045.7862 Jorge Luís Espíndola Diretor Geral Kennia Cristina S. de Andrade Diretora de Redação Daniel Luís de Andrade Diretor de Comunicação Os conceitos expressados nos artigos, são exclusivamente responsabilidade dos autores. É permitida a reprodução total ou parcial dos conteúdos desta publicação, com a autorização por escrito do diretor, citando fontes, edição e data de publicação. Informações adicionais de quaisquer artigos podem ser disponibilizadas escrevendo para nosso correio eletrônico. 4 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

E V E N T O S 1ª Expocever Santa Catarina Sindicer comemora venda de espaços da primeira edição Em maio, Rio do Sul recebe a Exposição de Máquinas e Equipamentos para Cerâmica Vermelha, 1 Expocever Santa Catarina. O evento visa o fortalecimento da Indústria da Cerâmica Vermelha, e assim, tornar o setor mais competitivo com troca de informações e tecnologia entre empresários de todo o Brasil. A Feira que ocorre entre os dias 23 a 25 de maio, no Centro de Eventos Hermann Purnhagen, já conta com quase todos os espaços comercializados. Quem tiver interesse em expor no maior evento do setor cerâmico deve entrar em contato, já que temos poucos espaços disponíveis, destaca o presidente do Sindicer, Cláudio Luís Kurth. De acordo com o secretário executivo do Sindicer, Moacir Tenfen, os espaços que ainda estão disponíveis se encontram na parte lateral do Pavilhão. As áreas centrais foram as primeiras a serem reservadas. Todos querem expor nos melhores pontos e a procura foi grande, relata. Mesmo tendo 90% dos stands comercializados, a Feira ainda dispõe de espaços para expositores. A Expocever será marcada por uma extensa programação, os participantes vão conferir as novidades e também acompanhar a realidade e os acontecimentos do segmento no estado de Santa Catarina. Para reservar ou adquirir um dos espaços de exposição na Feira, basta entrar em contato pelo telefone (47) 3521-2870 com Moacir, ou pelo site www.sindicer.org.br/expocever. 6 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

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M A T É R I A P R I M A INCORPORAÇÃO DE COQUE DE PETRÓLEO EM CERÂMICA VERMELHA Laboratório de Materiais Avançados - LAMAV, Universidade Estadual do Norte Fluminense Darcy Ribeiro UENF. L. A. de Freitas, S. N. Monteiro, R. Sánchez, C. M. F. Vieira Com a evolução dos processos industriais e o consequente surgimento de inúmeros produtos que rapidamente se tornaram de primeira necessidade, a atividade industrial adquiriu um caráter essencial na atualidade. Embora a sua importância seja indiscutível, a atividade industrial é responsável por gerar um número bastante elevado de resíduos, com diferenciadas formas e características. Diante deste fato, as indústrias se tornam uma grande fonte de geração de resíduos sólidos, líquidos e gasosos [1]. As indústrias mostram-se como vilãs na questão da poluição ambiental por dois fatores principais: o primeiro pelo acúmulo de matérias-primas e insumos, que envolve sérios riscos de contaminação por transporte e disposição inadequada; e o segundo pela ineficiência dos processos produtivos, o que necessariamente implica a geração de resíduos. Estes resíduos gerados no processo industrial se tornam um problema para as indústrias, fato que tem levado muitos órgãos municipais, associações, universidades e as próprias indústrias, a buscarem soluções viáveis para a questão dos resíduos, soluções estas que sejam criativas, práticas e operacionais, para tentar resolver ou minimizar tais problemas. A indústria do petróleo é um segmento que a cada ano, devido à necessidade da população mundial, aumenta sua produção. Dentre estes está inserido o coque de petróleo, resíduo com alto teor de carbono, poucas cinzas e contendo metais pesados, sendo produzido na etapa de refino do petróleo, denominada craqueamento. A variabilidade natural das características das argilas e o emprego de técnicas de processamento relativamente simples para fabricação de cerâmica vermelha, como blocos de vedação e telhas, facilitam a incorporação de resíduos, melhorando a qualidade do produto final, além de contribuir para a redução do gasto energético, como é o caso do coque de petróleo, investigado neste trabalho. Por outro lado, materiais com elevadas quantidades de substâncias carbonáceas e/ou orgânicas, sejam resíduos ou não, tendem a aumentar a porosidade da cerâmica após queima [2-4]. Estes materiais geralmente não são incorporados em quantidades maiores que 10% em peso [2]. Devido ao elevado poder calorífico ao redor de 31.000 kj/kg, o coque de petróleo possibilita uma significativa economia de energia [2]. Os teores de incorporação deste resíduo em massas para a fabricação de blocos de vedação são sempre menores que 2,5% em peso [5]. Nestes experimentos não ocorreram mudanças significativas na qualidade do produto final, exceto pela redução máxima de 15% na resistência mecânica sem, entretanto, comprometer sua aceitação. Este trabalho se propõe a investigar um teor de coque incorporado acima da quantidade máxima investigada. Neste sentido, tem por objetivo avaliar o efeito da incorporação de até 4% em peso de coque de petróleo nas propriedades físicas e mecânicas de uma cerâmica argilosa de forma que seja possível identificar a quantidade ideal para se obter o efeito benéfico da economia energética sem prejudicar a performance técnica da cerâmica. Os materiais utilizados foram massa argilosa e coque verde de petróleo. A massa argilosa é constituída da mistura de duas argilas cauliníticas disponíveis no município de Campos dos Goytacazes (RJ) utilizada na produção de telhas e blocos de vedação. O coque utilizado na forma in natura é um resíduo proveniente do petróleo (parte sólida), obtido como material de tratamento térmico de derivados pesados. Sua composição possui hidrocarbonetos sólidos e carbono, que varia de 84 a 97%. A Tabela I apresenta a composição química do coque de petróleo. 8 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

CARACTERÍSTICA Enxofre total Carbono fixo calculado Cinzas Material volátil Alumínio total Cálcio total Ferro total Potássio total Magnésio total Sódio total Níquel total Fósforo total Silício Titânio total Vanádio total Zinco total Poder calorífico superior Poder calorífico inferior Tabela 1 RESULTADO 0,65 87,15 0,07 12,79 18,20 12,5 33,00 5,30 2,00 85,00 99,00 1,30 43,30 0,30 59,00 1,40 8731,00 8550,00 UNIDADE % massa % massa % massa % massa mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg mg/kg cal/g cal/g A morfologia das partículas do resíduo foi avaliada por microscopia ótica (MO) em um microscópio Tecnival CGA. A granulometria das matérias-primas foi avaliada pela combinação das técnicas de peneiramento e sedimentação de acordo com norma técnica da ABNT [6]. As análises termo-diferencial (ATD) e diferencial termo- -gravimétrica (DTG) foram feitas em equipamento com módulo de análise simultâneo, TA Instr. SDT2960. A taxa de aquecimento foi 10 C/min. ao ar. As composições investigadas correspondem à incorporação de coque de petróleo à massa argilosa nas seguintes quantidades: 0%, 1%, 2% e 4%. Corpos de prova retangulares foram conformados por extrusão nas dimensões 110 x 25 x 11 mm³ e queimados a 850 C e 1050 C / 180 min. A taxa de aquecimento e resfriamento foi 2 C/min. Foram determinadas as seguintes propriedades: absorção de água [7] e tensão de ruptura à flexão em três pontos [8]. As amostras foram secas em estufa a (110 ± 5) C até massa constante. Depois foram mantidas em água fervente durante 2 h, resfriadas e, com o auxílio de um pano úmido, foram levemente enxugadas. As amostras foram pesadas e a absorção de água calculada conforme equação: AA = 100x (Mf Mi) (A) Mi na qual: AA = absorção de água (%) Mi = massa seca (g) Mf = massa saturada (g) A estatística de Weibull [9] foi aplicada com um número mínimo de 11 amostras, e o módulo de Weibull, foi obtido da tangente da curva de ln ln (1/P) em função de ln σ, conforme a equação: ln ln (1/P) = ln V -m ln σ o + m ln σ (B) na qual: P = probabilidade de sobrevivência V = volume σ o = parâmetro de ajuste da equação σ = tensão de ruptura à flexão A microestrutura das cerâmicas queimadas foi avaliada por microscopia óptica no mesmo equipamento descrito anteriormente. TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 9

RESULTADOS E DISCUSSÃO Figura 1 A Figura 1 apresenta a curva de distribuição de tamanho de partículas das matérias-primas. Aproximadamente 65% das partículas do resíduo apresentam tamanho entre 0,01 e 1 mm. Esta distribuição de tamanho das partículas do coque de petróleo é apropriada à incorporação em cerâmica vermelha, que geralmente apresenta partículas inferiores a 2-3 mm, associadas com o espaçamento usual dos rolos dos laminadores industriais. Além disso, as partículas finas propiciam uma combustão mais fácil e acarreta poros menores, reduzindo a possibilidade de decréscimo na resistência mecânica da cerâmica. Já a massa argilosa apresenta uma granulometria inferior ao resíduo. O teor da fração argila associada com tamanho de partícula inferior a 0,002 mm é 45%. A fração argila confere à massa cerâmica plasticidade em mistura com água, possibilitando assim alcançar uma consistência plástica que possibilita conformar as peças por extrusão. O teor da fração silte, partículas com tamanhos compreendidos entre 0,002 e 0,02 mm, é 78%. Já o teor da fração areia, que corresponde a partículas compreendidas entre 0,02 e 2 mm, é 22%. A Figura 2 mostra os aspectos morfológicos do coque de petróleo por meio de microscopia óptica. São observadas partículas brilhantes de formato irregular e tamanho variado. Esta morfologia está de acordo com o coque tipo esponja [10], considerado o mais comum em todo o mundo, atingindo cerca de 90% da produção mundial e é aquele produzido pelas unidades da Petrobrás. Nota-se também que o tamanho das partículas está de acordo com a curva de distribuição de partícula mostrada na figura anterior. A Figura 3 apresenta as curvas de ATD/TG/DTG do coque de petróleo. O coque de petróleo ganha ~1,7% massa entre 250 e 350 C. Este ganho pode estar associado à oxidação de impurezas no coque. É observado um pico exotérmico a 567,8 C, onde acontece a queima de carbono fixo e de material volátil, com liberação de calor. Esta característica do coque é a razão do principal benefício para seu uso no segmento de cerâmica vermelha: a economia de energia. Entretanto, a incorporação deste material pode aumentar a porosidade da cerâmica e consequentemente acarretar incremento da absorção de água e redução da resistência mecânica, prejudicando a qualidade final do produto. Esta avaliação é que vai ser apresentada a seguir. Figura 2 Figura 3 10 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

Figura 4 A Figura 4 apresenta o comportamento da absorção de água das cerâmicas em função da temperatura de queima. Com o aumento da temperatura ocorre uma redução significativa da absorção de água. Já a incorporação de coque até 1% praticamente não altera a absorção de água da cerâmica. Já incorporações em maiores quantidades tendem a aumentar a absorção de água da cerâmica, sobretudo a 1050 C em quantidades superiores a 1%. Conforme mencionado anteriormente, o aumento da absorção de água da cerâmica está associado com o aparecimento de porosidade aberta em função da queima do carbono e dos hidrocarbonetos presentes no resíduo. As Figuras 5 a 8 apresentam a tensão de ruptura à flexão das composições estudadas por meio do diagrama de Weibull. Nota-se que o coeficiente de correlação linear, R, apresenta valores bastante significativos. Pode ser observado ainda que ocorre um aumento da resistência característica das cerâmicas, Rc, com o aumento da temperatura de queima. A exceção é para a cerâmica com 4% de coque, que apresenta uma redução da Rc a 1050 C em comparação com a temperatura de 850 C. Na temperatura de 850 C praticamente não ocorreu variação significativa da Rc da cerâmica com incorporação de coque de até 2%. Já com 4% de incorporação o valor obtido de Rc é cerca de 44% superior ao valor obtido para a argila pura, 0% de coque. Para entender este comportamento é preciso mencionar que dois fenômenos antagônicos ocorrem simultaneamente com a queima de coque. Enquanto que o calor produzido pela combustão do carbono e dos hidrocarbonetos possibilita uma melhor consolidação das partículas, a porosidade gerada pode reduzir a resistência mecânica. O resultado final vai depender do efeito destes fenômenos no tamanho, geometria e localização dos defeitos na cerâmica. Por outro lado, a 1050 C, temperatura na qual as argilas cauliníticas apresentam uma elevada formação de fase líquida [11], a porosidade proveniente da combustão do resíduo parece ser predominante sobre a consolidação das partículas devido ao calor gerado pelo resíduo, pois ocorre uma redução brusca na Rc da massa argilosa pura, 0% de coque. Nota-se também que o coque de petróleo interfere significativamente na dispersão dos dados da resistência mecânica da cerâmica. A massa argilosa pura apresenta o módulo de Weibull de 9,51 e 8,52 para as temperaturas de 850 e 1050 C, respectivamente. Com a incorporação de coque o valor de m é reduzido, sobretudo, a 1050 C. Este comportamento pode ser atribuído aos defeitos introduzidos na cerâmica pelo coque como porosidade e inclusões, aumentando a possibilidade de dispersão de dados. Figura 5: Diagrama de Weibull da composição sem coque de petróleo Figura 6: Diagrama de Weibull da composição com 1% em peso de coque de petróleo Figura 7: Diagrama de Weibull da composição com 2% em peso de coque de petróleo Figura 8: Diagrama de Weibull da composição com 4% em peso de coque de petróleo 12 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

As Figuras 9 e 10 apresentam as micrografias obtidas por microscopia óptica das cerâmicas queimadas sem e com 4% de coque, respectivamente. Notam-se trincas de conformação em ambas as cerâmicas e partículas de quartzo, indicadas por setas. As trincas nas cerâmicas são provenientes da relaxação elástica do material após a saída do molde do dispositivo de extrusão. Isto pode ser evitado alterando alguns parâmetros do dispositivo extrusor, como por exemplo, sua angulação em direção à boquilha. A micrografia da Figura 10a, cerâmica com 4% de coque queimado a 850 C apresenta uma coloração mais acinzentada em relação às demais. Isto pode ser atribuído à combustão do coque com liberação de CO2, que acarreta uma atmosfera redutora no interior da cerâmica, alterando sua coloração. Já a 1050 C, Figura 10b, nota-se uma coloração mais avermelhada, indicando que em temperaturas mais elevadas, a atmosfera volta a ser oxidante. As partículas pretas observadas na Figura 10a são atribuídas à impurezas de compostos de Fe (Ferro) no resíduo. Figuras 9: Micrografias de microscopia óptica da cerâmica sem coque de petróleo queimado a 850 C (a) e 1050 C (b) Figuras 10: Micrografias de microscopia óptica da cerâmica com 4% de coque de petróleo queimado a 850 C (a) e 1050 C (b) Um forno tipo garrafão, por exemplo, necessita de 900.000 kcal para queimar 1 tonelada de argila [12]. Isto corresponde a uma eficiência de 30%, já que teoricamente são necessárias 265.000 kcal para queimar 1 tonelada de argila. A incorporação de 1% em peso de coque na argila gera uma energia adicional de aproximadamente 94.000 kcal, de acordo com o poder calorífico inferior apresentado na Tabela 1. Portanto, a economia de energia propiciada pela incorporação de 1% de coque é de ~10 a 11%. Isto corresponde a 36 kg de lenha, por exemplo, considerando um poder calorífico de 2.600 kcal/kg. AGRADECIMENTOS À FAPERJ, Proc. E-26/103.023/2008, e ao CNPq, Proc. 306027/2008-9. REFERÊNCIAS [1] D. V. Ribeiro, M. R. Morelli, Resíduos sólidos problema ou oportunidade?, Ed. Interciência, Rio de Janeiro, RJ (2009) 3. [2] M. Dondi, M. Marsigli, B. Fabri, Tile & Brick Int. 13, 3 (1997) 218-225. [3] M. Dondi, M. Marsigli, B. Fabri, Tile & Brick Int. 13, 4 (1997) 302-308. [4] C. M. F. Vieira, S. N. Monteiro, Matéria 14, 3(2009), 881-905. [5] A. Carinni, G. Trondodi, A. Zani, Ind. Ital. Laterizi 1 (1987) 9-15. [6] Associação Brasileira de Normas Técnicas - ABNT, Determinação da análise granulométrica de solos, NBR 7181, Rio de Janeiro, RJ (1984). [7] American Society for Testing and Materials - ASTM, Water absorption, bulk density, apparent porosity, and apparent specific gravity of fired whiteware products, C 373-72, EUA (1972). [8] American Society for Testing and Materials - ASTM, Flexural properties of ceramic whiteware materials, C674-77, EUA (1977). [9] A. R. M. Junior, E. D. Zanotto, Cerâmica 38, 253 (1992) 7-11. [10] M. Wissler, J. Power Sources 156 (2006) 142-150. [11] S. N. Monteiro, C. M. F. Vieira, Appl. Clay Sci. 27, 3-4 (2004) 229-234. [12] E. Más, Qualidade e tecnologia em cerâmica vermelha, Ap. 4. A queima, os combustíveis, Ed. Pólo Prod. Ltda. (2002) p. 42. (Rec. 26/05/2010, Rev. 07/07/2010, Ac. 14/07/2010) 14 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

T E L H A S ESTUDO DOS DEFEITOS NAS TELHAS PRENSADAS Prof. Sebastião Pracidelli Para o estudo dos defeitos nos prensados devem-se tomar dois caminhos: analisar as causas que influenciam durante a prensagem e verificar os defeitos provenientes dos controles impróprios dos mesmos; analisar os defeitos que aparecem nas peças acabadas, verificar sua origem e propor soluções para corrigi-los. Uma peça prensada pode apresentar trincas quando está úmida ou ainda pode manifestar-se posteriormente durante a secagem e queima. A origem das trincas é muito variável e sua presença pode ser devida à associação de várias causas. As trincas mais frequentes são as de tensão que são visíveis após a secagem, as trincas de secagem, as trincas de queima, as trincas de resfriamento, as trincas de pressão insuficiente e as trincas devido à oclusão de ar no interior da massa. Trincas de Pressão Insuficiente As causas podem ser devido aos pastões com dimensões pequenas, ao formato inadequado dos pastões, presença de rebarbas e recortes na massa, moldes desgastados, etc. Neste caso, devem-se dimensionar bem os pastões, de modo que sobre um excesso dê pelo menos 10 a 15% em relação ao peso do pastão; o pastão deve ter comprimento de, aproximadamente, igual ao do estampo; colocação do pastão bem centralizado no molde inferior; desarear bem a massa do pastão durante a extrusão; as superfícies do tambor da prensa devem estar bem planas, retificando-as quando necessário; os ressaltos não devem ultrapassar dos 12 aos 14 mm e devem ser uniformes. Trincas de Tensão, Visíveis após a Secagem As causas podem ser devidas aos ressaltos e nervuras inadequados, que acarretam diferenças de pressão durante a prensagem; diferenças de retração nas partes prensadas de forma desigual provocam tensões na secagem que produzem trincas; as trincas de tensões localizam-se sempre na mesma posição das peças, o que não ocorrem com os outros tipos de trincas (Figura 1). Algumas maneiras para solucionar as trincas de tensão: corrigir as diferenças de espessura que acarretam retrações desiguais; centralizar a posição dos moldes a fim de facilitar a desmoldagem das peças sem esforços; manipular com cuidado as peças, como também a retirada das rebarbas; diminuir a seção de passagem da massa nos pontos críticos, colocando freios, desde que não provoque a oclusão de ar na peça; elevar a pressão em toda a área prensada ou somente nas partes mais solicitadas. Figura 1: Telhas com trincas de tensão visíveis após a secagem 16 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

Trincas por Ar Ocluido na Massa As causas prováveis são: prensagem rápida e única que retém certa quantidade de ar dentro da peça, o qual concentra-se nas partes de baixa pressão e ao retirar a pressão o ar expande-se e provoca a trinca; distribuição irregular da granulometria na massa; mistura heterogênea, sem descanso e com excesso de umidade. Como se pode solucionar o problema: garantir o vácuo na extrusão dos pastões; diminuir a intensidade da primeira prensada; controlar a umidade da massa, dentro dos limites especificados; dosar a granulometria da massa; homogeneizar e descansar a massa pelo menos 12 horas; ajustar adequadamente os estampos, a fim de expulsar todo ar da massa. Trincas de Secagem Convém distinguir as trincas de secagem das trincas cujas causas são devidas às operações anteriores à secagem e que se manifestam durante ou após a secagem. Ambas as trincas são produzidas por ação dos esforços de tensão, porém esses esforços têm causas diferentes. No caso das trincas de secagem, deve-se a uma secagem demasiada rápida e no outro caso, deve-se a uma moldagem com tensões. Essas tensões são oriundas da extração das peças dos moldes, que as tornam sensíveis às secagens rápidas. As trincas produzidas por tensões durante o processo de moldagem aparecem sempre num mesmo local da peça, já que as diferenças de tensão nas diversas partes da peça, ocasionadas pela pressão, serão as mesmas, tratando-se de peças iguais, estão localizadas na mesma posição. As trincas de secagem são produzidas em qualquer posição da peça, quando submetida à secagem; as peças perdem água além do que suportariam na unidade de tempo, em uma ou mais etapas da secagem (Figura 2). Quase todas as argilas são delicadas frente à secagem, nas fases iniciais, quando apresentam uma escassa resistência própria. Após o término da retração podem aparecer trincas devidas às tensões de vapor produzidas. Isto ocorre porque a superfície externa da peça seca-se e torna-se impermeável, dificultando a saída de vapor na fase final da secagem e interiormente o vapor tenciona a superfície, acarretando peça fraca e com trincas. A causa desses defeitos é o tempo de secagem excessivamente curto, porém não quer dizer que este tempo de secagem seja demasiado curto para todo o secador, e sim uma secagem desigual, principalmente em secadores de ventilação forçada, como os secadores de câmaras. Assim, consideram-se como causas a desigual ventilação e aquecimento dos secadores. Normalmente as trincas de secagem aparecem sempre em peças expostas em mesmos locais do secador, com ar seco e quente, em movimento ou remoção do ar, ou por temperaturas altas e pouca umidade relativa do ar. As tensões provocadas durante a secagem podem ser devidas à colocação das peças em grades tortas, que dificultam a retração livremente regular da peça, originando tensões e consequentemente trincas. A preparação inadequada da massa é uma causa de problemas na secagem, se a massa tem boa coesão ou aglutinação, podem-se evitar tensões durante a moldagem e manipulação das peças, para isso, deve-se ter uma preparação adequada da massa, com descanso e homogeneização da umidade. As trincas devidas à tensão de vapor no final da secagem podem ser evitadas mediante a diminuição da velocidade de secagem na sua fase final. As grades de apoio devem ser retificadas e reforçadas, com total apoio das peças e serem dimensionadas conforme o tamanho das peças. A massa para confecção dos pastões deve ser sazonada pelo menos 12 horas, para homogeneização da umidade. Realizar ensaios de secagem no laboratório e no secador, a fim de estabelecer o tempo econômico de secagem para cada fase da secagem, ou seja, estabelecer uma curva temperatura/tempo, para eliminação da água de amassamento. Figura 2: Telhas com trincas de secagem Trincas de Queima As causas dessas trincas são a elevação demasiada rápida da temperatura no preaquecimento e a entrada de ar frio na zona de combustão. Estas trincas diferenciam-se das trincas de resfriamento, porque ficam cobertas de poeira depositadas antes da queima ou durante esta. A excessiva velocidade de aquecimento torna as peças fracas e quebradiças. Uma possível solução é fazer aquecimento lento, regular e bem distribuído das peças no preaquecimento e na temperatura de igualação. Quando as peças são expostas a uma tiragem úmida, sem estar totalmente seca, a ação dos gases e fumos com temperatura elevada nas regiões de saída dos gases, acarretam peças com pouca resistência, quebradiças e inclusive trincas. Evitar a entrada de ar frio na zona de fogo, regulando a entrada do ar de combustão e fechando todas as aberturas de ar falso. Evitar o aquecimento rápido, quando a soleira do forno estiver fria e úmida, no início da queima, o que pode levar a absorção de água pelas peças secas. No processo da queima essa água provoca evaporação violenta e a formação de trincas. A fim de orientação, a velocidade de aquecimento no preaquecimento deve ser de 5 a 20 C/hora e na queima deve ser de 15 a 30 C/hora. 18 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

Trincas de Resfriamento Estas trincas são provenientes de uma descida brusca da temperatura, após a queima. A areia contida na massa retrai ao esfriar-se, depois de ter dilatado durante a queima. Esta reversão ocorre entre 600 e 500 C. Neste caso, as peças podem tornar-se fracas e chegar à ruptura. As trincas de resfriamento podem ser reconhecidas por apresentarem um perfil fino e sinuoso, com textura lisa e vitrosa. Uma das possíveis soluções seria descer lentamente a temperatura do forno entre 600 e 500 C (10 a 25 C/hora), onde ocorre a reversão do quartzo β para o quartzo α. As trincas de resfriamento normalmente ocorrem nos locais onde entra o ar frio, por consequência das tiragens fortes. Quando as trincas aparecem próximas à soleira do forno, atribui-se ao esfriamento rápido da soleira, devido à tiragem ou então baixar mais os condutos da mesma. Pode-se ter como causa a soleira úmida. Evitar a abertura das portas, fornalhas, cinzeiros e registros, na faixa de temperatura crítica. Corte Desigual do Rebarbador Dentre as causas poderíamos destacar a inadequada posição da caixa de facas do rebarbador, em relação aos moldes superior e inferior. Algumas possíveis soluções segundo a classe de deslocamento que se tratam, os problemas são corrigidas de formas diferentes: a primeira condição é que a posição do modelo tenha sido correta com relação aos moldes de trabalho, durante a preparação; a utilização de espigas cônicas de guia dispostas nos modelos ou matrizes e que se corresponda com outros tantos alojamentos praticados nos moldes de trabalho; além disso, a fixação dos dois meios moldes de trabalho, um no tambor e outro no punção da prensa, deve impedir o deslocamento durante a prensagem; verificam-se esses deslocamentos, cortando-se a telha depois de moldada e seca; os deslocamentos nas bordas (linha de rebarbas) mostram o mau funcionamento do rebarbador com corte Telhas Torcidas e Curvadas defeituoso; para que os moldes não se desloquem entre si na prensa, não basta que eles sejam bem ajustados nos seus suportes e em posições corretas, que a prensa esteja construída solidamente, a fim de manter a pressão requerida sem movimentos sensíveis; por outro lado, o dispositivo do rebarbador deve ser tal que não altere a posição das facas, em relação à posição correta do molde inferior e isso exige mecanismo de acionamento correto; quando as facas gastam-se, volta-se ajustar cuidadosamente a caixa para todos os moldes inferiores; para evitar os agarres e rebarbas grossas, as bordas dos moldes inferiores não devem ficar demasiadas gastas e deve-se trocá-las quando necessário e repostas de material duro; evitar que as facas fiquem sujas de massa, limpando-as e lubrificando-as sem excesso de lubrificante. As principais causas são: grades de apoio tortas; manipulação inadequada durante a extração da telha impondo tensões; colocação inadequada na grade para secagem; descentralização dos moldes superior e inferior; colocação incorreta do pastão no molde inferior. Esquema de grade e colocação incorreta da telha, algumas soluções: reforçar as grades para não retorcer ou empenar; centralizar o molde em relação ao cabeçote da prensa; orientar bem os pegadores da telha, em relação a manipulação das peças; orientar na colocação dos pastões no estampo, centralizando-os corretamente; não utilizar pastões com excesso de umidade; lubrificar corretamente os pastões, sem excesso de lubrificante. Descontinuidade na Superfície da Telha As causas podem ser devido à massa muito dura com falta de umidade do pastão; pastão com defeito e com excesso de lubrificante; a descontinuidade é acentuada nos ressaltos e reentrâncias da peça prensada. Entre as soluções estão: evitar o retorno de rebarbas duras ou de pastões ressecados no processo de extrusão; controlar a umidade da massa nos limites estreitos da especificação; fazer a lubrificação sem excesso e nem falta de lubrificante. Absorção de Água Elevada Dentre as principais causas estão: elevada porosidade da massa; presença de substâncias orgânicas que se queimam, deixando poros que não se fecham durante a queima; falta de temperatura ou tempo de igualação; oclusão de ar na massa durante a prensagem; massa do pastão pouco desareado; presença de resíduo arenoso elevado na massa, que se dilata durante a queima, mais do que a massa e ao resfriar deixam espaços; falta de pressão durante a prensagem. Algumas soluções são: aumentar a temperatura ou o tempo de igualação; substituir argilas muito arenosas, por outras de menor resíduo; controlar o vácuo durante a extrusão dos pastões; na medida do possível, aplicar maior pressão de prensagem; substituir argilas de perda ao fogo elevada; embora a absorção de água das telhas gira em torno de 15%, telhas com absorção mais elevada atendem perfeitamente suas finalidades, desde que as demais características se enquadrem nas especificações recomendadas pelas normas de qualidade. Publicado na Revista C I 20 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

F O R N O S RECUPERAÇÃO DE GASES QUENTES EM FORNOS INTERMITENTES: APLICAÇÃO NA INDÚSTRIA DE CERÂMICA ESTRUTURAL Laiete Soto Messias IPT Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A. O setor de cerâmica estrutural, mais comumente denominado Cerâmica Vermelha, produz blocos cerâmicos vazados para paredes e lajes, telhas, tubos (manilhas) e revestimentos. As indústrias deste setor, na sua grande maioria, utilizam a lenha como combustível para a queima destes produtos em fornos do tipo intermitente. As demandas de energia destes fornos são significativamente superiores quando comparadas às verificadas em fornos do tipo semicontínuos e contínuos, também utilizados sem menor escala para esta finalidade, além do que os materiais obtidos nestes fornos, em geral, não apresentam as mesmas uniformidades quanto às características que são encontradas nos materiais produzidos nos outros tipos mencionados. Isto ocorre pelo fato da concepção destes fornos serem bastante primitiva, sendo construídos com materiais rústicos, geralmente operados de forma empírica e com controle apenas visuais. Descrição física e da operação dos fornos Os fornos intermitentes utilizados na indústria de cerâmica estrutural são na sua maioria do tipo de chama invertida (down draft). Consistem, basicamente, de câmaras circulares ou retangulares, com paredes e teto em forma de abóboda, construídos em alvenaria de tijolos comuns. Estas câmaras têm capacidades que podem variar de 10.000 a 20.000 peças, dependendo das suas dimensões, da forma de empilhamento empregada e das dimensões dos produtos a serem queimados. As fornalhas, também construídas em alvenaria, situam-se nas paredes laterais da câmara, em número de quatro ou seis, dispostas radialmente no caso de câmaras circulares. Já as câmaras retangulares são geralmente construídas duas a duas, separadas por uma parede divisória comum, e as fornalhas são dispostas paralelas umas às outras ao longo da parede divisória das câmaras. O piso interno das câmaras é construído de tijolos comuns com aberturas, denominadas, comumente crivos, sob as quais existem canais subterrâneos que interligam o forno à chaminé e aos secadores, quando existentes. As chaminés são construídas em alvenaria de tijolos comuns, com alturas que podem variar de 15 a 30 metros, podendo servir a um ou mais fornos. Os materiais a serem queimados são carregados manualmente para o interior das câmaras através de portas laterais e empilhados sobre o piso, com alturas que variam de 1 a 2 metros, até preencherem todo o espaço disponível na câmara. As portas são, então, fechadas com tijolos já queimados e vedados com argila. Os gases quentes gerados nas fornalhas são introduzidos no interior da câmara através de aberturas nas paredes laterais, entre a abóboda e o topo da carga. Estes gases atravessam a câmara no sentido descendente, passando pelo crivo e, são conduzidos pelos canais para a chaminé. A admissão do ar necessário à combustão na fornalha e o escoamento dos gases através da carga, crivo e canais é induzido apenas pelo efeito chaminé, provocado pela diferença entre densidade dos gases no seu interior e a do ar ambiente do lado externo. Devido ao fato do material conformado ainda conter água residual, não retirada no processo anterior de secagem, a primeira fase do processo de queima caracteriza-se por aquecimento gradual, denominado resquente, a fim de evitar a ocorrência de trincas e fissuras indesejáveis nos materiais, causadas por contrações diferenciais durante a extração da umidade remanescente. Este período pode levar de 8 a 24 horas, dependendo da matéria 22 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

Figura 1: Forno intermitente de chama invertida. prima, da eficiência do processo de secagem e da geometria e natureza do produto. A segunda fase consiste da queima propriamente dita, denominada fogo forte, onde as temperaturas são elevadas a ritmos maiores, até temperaturas da ordem de 95 C na parte superior da carga, com tempos de 10 a 15 horas de duração. Após atingir a temperatura mínima de queima desejada, 800 a 950 C interrompe-se a alimentação de lenha fechando as fornalhas, res centrífugos, sendo utilizado no processo de secagem em secadores do tipo câmara, ou simplesmente injetado nos galpões onde ocorre a secagem ao tempo. Em muitas indústrias, o resfriamento do forno ocorre naturalmente até níveis de temperatura que permitem a abertura das portas nas quais se posicionam ventiladores do tipo axial, que fazem o resfriamento forçado da carga sem, contudo, utilizar o ar aquecido de secagem. Levantamento e medições Em várias indústrias do setor que se utilizam destes fornos, constatam-se diferenças não só na forma construtiva e dimensões das câmaras, como também na configuração de crivos, canais de exaustão e chaminé. Isto se deve, na maioria dos casos, ao fato de que estes fornos são construídos ou reformados pelas próprias indústrias, valendo-se das experiências particulares de cada uma delas. Além dessas diferenças, verificam-se modos de operação bastante distintos entre várias indústrias e entre os operadores em uma mesma indústria. Os procedimentos de permanecendo assim durante um determinado intervalo de tempo para permitir maior uniformidade de temperatura em toda a carga. Na terceira e última fase do processamento do material no interior do forno, este é submetido a resfriamento gradual, onde o ar frio entra pelas fornalhas e, descrevendo o mesmo trajeto dos gases, resfria a carga e as paredes do forno. Na maioria dos casos o ar de resfriamento é induzido por ventiladooperação são, portanto, estabelecidos em função de critérios empíricos, baseados na experiência e habilidade pessoal dos operadores que, aliados às diferenças relativas às matérias primas empregadas e aos produtos queimados, justificam as grandes diferenças de desempenho verificadas quanto ao consumo de combustível e tempos empregados em cada fase do processo de queima. Com o objetivo de avaliar precisamente o desempenho destes fornos, escolheu-se um exemplar considerado típico dentro do universo deste tipo de forno, submetendo-se a um diagnóstico detalhado. O diagnóstico consistiu de verificações e medições de vários parâmetros ao longo de um ciclo completo de operação. Dentre os parâmetros medidos, destacam- -se os seguintes como os mais importantes: consumo de lenha; temperatura, composição e vazão de gases de exaustão; evolução das temperaturas do material em várias regiões da carga; temperaturas internas e externas das paredes e abóboda. Ao final do ciclo de queima foram extraídas amostras dos produtos obtidos, submetendo- TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 23

-as a testes de resistência à compressão e absorção de água. A figura 2 mostra a evolução de temperatura do material em pontos situados nos diferentes níveis da carga indicados na figura 1, e da temperatura dos gases no canal de exaustão. Verifica-se que, na fase de preaquecimento, o material nos diferentes níveis permanece com temperaturas da ordem de 75 C, em função da manutenção de baixas vazões de combustível queimado e da evaporação da igual a 5,02 GJ/m³. As parcelas Qp ab = 0,7 m³ e Qp paredes = 0,3 m³ representam as perdas superficiais para o ambiente por convecção e radiação externamente pela abóboda e paredes laterais do forno. Nota-se diferença significativa entre os valores, em função das temperaturas médias da abóboda ser sensivelmente superiores às das paredes laterais. Também como perda para o ambiente, a parcela Qp fornalhas = 1,8 m³ corresponde ao calor perdido por radiação pela chama e leito de toras em combustão no interior das fornalhas, devido à ausência de portas ou permanência das mesmas abertas. Na parcela Qp gases está incorporada a entalte da fase de queima permanece constante, próxima a 60 C, com umidade próxima à da saturação. O aumento dessa temperatura ocorre quando todo o material no interior do forno está isento de umidade, e atinge o valor máximo de 450 C no final da fase de queima. As diferenças entre as temperaturas máximas do material nos vários níveis, da ordem de 280 C são suficientes para conferir características de resistência bastante distintas. Figura 2: Evolução das temperaturas de carga e dos gases de um forno intermitente. A figura 3 representa o balanço térmico do forno em questão, que tem capacidade para cerca de 20.000 peças, se considerado bloco de vedação de 11 furos (10 x 20 x 20 cm), obtido a partir dos parâmetros medidos. Para facilidade e melhor interpretação, o ciclo completo de queima foi separado em duas etapas distintas, agrupando-se o preaquecimento e a queima em uma só etapa, e a fase de resfriamento em outra. Para facilitar uma avaliação mais imediata, os valores do balanço estão expressos em metros cúbicos estéreos de lenha, calculados a partir da conversão da carga térmica em GJ (giga joules) de cada uma das parcelas considerando o poder calorífico superior a lenha umidade residual do material. Na medida em que se inicia o processo de queima com a elevação da temperatura interna do forno, verifica-se apenas nos níveis superiores, um aumento imediato na temperatura do material. Nos níveis intermediário e inferior, a temperatura permanece ainda constante, só aumentando 4 e 8 horas, respectivamente, após o início da fase de queima. A temperatura dos gases do canal de exaustão durante a fase de preaquecimento e par- pia dos gases de exaustão, onde estão consideradas a entalpia sensível do ar e gases de combustão gerados, e a entalpia de vaporização do vapor d água gerado na combustão, proveniente da umidade residual do material e do próprio ar ambiente. A parcela denominada Qp não queimados corresponde ao combustível não queimado incorporado às cinzas que se depositaram nos cinzeiros, ou foram arrastados com os gases como cinza volante (valores estimados). As demais Qa carga, Qa paredes, Qa abóboda, Qa base referem-se à energia interna armazenada ao final da fase de queima respectivamente na carga, paredes, abóboda e base do forno (piso e canais subterrâneos), o que 24 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

corresponde a 61% de toda demanda de energia do forno. Durante a fase de resfriamento, as parcelas Qp ab e Qp paredes são bastante significativas em relação às demais, e maiores do que a fase anterior, uma vez que nesta fase as temperaturas da superfície são mais altas e o tempo empregado também é maior. A parcela Q secador corresponde ao calor recuperado da carga, paredes, abóboda e bases mediante o aquecimento do ar, o qual é transferido aos secadores. O material queimado ao final da fase de resfriamento apresenta temperatura ligeiramente superior a do ambiente que é a temperatura de referência do balanço térmico, ou seja, significa um acúmulo de energia (Qr carga). Da mesma forma, as paredes Qr paredes, Qr abóboda e Qr bases, representam energia interna acumulada, respectivamente nas paredes, abóboda a bases, que correspondem a 11,2% do total. No entanto, deve ser considerado como acumulado para o ciclo seguinte de preaquecimento, não representando perdas. Figura 3: Esquema de instalação de termopares para indicação de temperaturas. Medidas imediatas de conservação de energia A análise do balanço térmico obtido para o forno, que foi objeto do diagnóstico, permite identificar medidas de conservação de energia cuja adoção não envolve investimentos elevados e, portanto, podem ser consideradas de retorno quase imediato. Estas medidas, aliadas a procedimentos de operação alternativos aos atualmente utilizados, podem ser aplicados a um grande número de fornos deste tipo existentes no setor, uma vez que as condições do forno em questão são bem típicas. Dentre as medidas imediatas aplicáveis, relacionam-se abaixo as mais relevantes do ponto de vista da demanda de energia. - Instalação de portas nas fornalhas e cinzeiros: Esta medida permitirá reduzir significativamente a parcela Qp fornalhas, exercer melhor controle na tiragem do forno e, consequentemente, do excesso de ar induzido, minimizando as perdas pelos gases de exaustão. Estas portas podem ser construídas em ferro fundido ou em chapa de aço carbono, com as faces internas revestidas com isolamento leve (fibra cerâmica) resistentes a temperatura de 26 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

até 1200 C e dotadas de entradas de ar que permitam, através de registros, controlar as vazões de ar necessárias à combustão por sobre a grelha e pelos cinzeiros, conforme esquema da figura 4. - Instalação de indicadores de temperatura: A monitoração das temperaturas internas do forno, com a instalação de termopares na abóboda e no canal de exaustão, conforme indicado na figura 4, permitirá ao operador do forno melhor controle sobre a alimentação de combustível nas fases de preaquecimento e queima, e detectar precisamente o início e fim de cada uma delas. - Alteração na recuperação de ar de resfriamento: Nos fornos onde o resfriamento é forçado, com a recuperação de calor para o processo de secagem, a admissão de ar de resfriamento por aberturas nas abóbodas, conforme esquema da figura 4 proporciona um resfriamento mais uniforme da carga, com redução no tempo empregado, além de preservar as fornalhas de sucessivos ciclos de aquecimento e resfriamento prejudicais aos materiais construtivos das mesmas. - Isolamento externo da abóboda: Esta medida visa reduzir a parcela Qp abóboda nas três fases do ciclo do forno, aumentando a disponibilidade para aquecimento de ar de resfriamento na fase de resfriamento. Isto pode ser feito utilizando-se cinzas de lenha, que possuem propriedades térmicas isolantes, que misturadas com argila úmida em proporção adequada, podem ser aplicadas sobre a superfície externa da abóboda, com espessuras que podem atingir até 100 mm. Figura 4: Balanço térmico em um forno intermitente (unidade: m³ de lenha). Procedimento proposto para operação Durante a execução dos levantamentos e medições e a partir dos valores obtidos, constata-se que o desempenho dos fornos quanto à demanda de energia necessária, ao tempo empregado nas várias fases do ciclo, e as características dos materiais obtidos depende essencialmente do procedimento de operação dos mesmos, consideradas as diferenças relativas à sua concepção e aos materiais processados. Assim sendo, a adoção das medidas citadas, associadas às alterações nos procedimentos de operação, pode proporcionar redução do consumo de combustível de até 25% em relação à situação atual, além de permitir maior uniformidade nas características do material obtido. Os procedimentos e cuidados que devem ser considerados em cada fase do ciclo de operação estão relacionados a seguir: No carregamento, devem-se selecionar previamente os materiais mais secos, submetendo- -os a um controle intermediário de qualidade, descartando aqueles que apresentam trincas ou deformações ocorridas no processo de secagem, reduzindo assim, os índices de rejeitos 28 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

após o processo de queima. O empilhamento das peças no interior do forno deve ser feito de modo a garantir que os gases, durante o escoamento na direção vertical, através da carga, estejam em contato com a maior área superficial da peça. Nos casos de grandes variações de umidade do produto em um mesmo lote, é recomendável colocar as peças mais úmidas na parte superior da carga. No preaquecimento, com o objetivo de evitar elevações súbitas de temperatura interna do forno, deve-se manter baixo o leito de lenha sobre a grelha, com as portas das fornalhas, cinzeiros e registro do canal de exaustão totalmente abertos, de modo a permitir a admissão da maior vazão de ar possível, favorecendo as condições para secagem da umidade residual. Esta fase deve-se prolongar até que a temperatura dos gases no canal de exaustão atinja cerca de 100 C. Na queima, as portas das fornalhas e cinzeiros devem permanecer fechadas e o registro do canal de exaustão posicionado de modo a garantir que as fornalhas mantenham-se com pressões ligeiramente negativas. A admissão de ar nas fornalhas deve ocorrer preferencialmente através dos cinzeiros, atuando-se nos registros existentes nas portas dos mesmos. No caso de mostrarem-se insuficientes, com a geração de fuligem no interior do forno a na chaminé, deve-se atuar sobre os registros de ar nas portas das fornalhas. A alimentação de combustível nesta fase deverá ser em um ritmo que mantenha a temperatura interna do forno, indicada pelo termopar 1, no valor máximo permissível pelo material, que pode variar de 850 a 1000 C. O término desta fase ocorre quando a temperatura indicada pelo termopar 2, instalado no canal de exaustão, atingir valores que conferem ao material características mínimas aceitáveis, que podem variar de 750 a 850 C. Interrompida a alimentação de combustível, devem-se fechar completamente as portas de fornalhas e cinzeiros, e também o registro de canal de exaustão de ar. Quando se verificar que a temperatura indicada pelo termopar 2 atingir o valor máximo, isto é, o mais próximo da temperatura indicada pelo termopar 1, iniciar a fase seguinte. No resfriamento, as entradas de ar na abóboda e o registro do canal de recuperação devem ser gradualmente abertos, estabelecendo um ritmo que não danifique o material. A partir de temperaturas abaixo de 500 C, os ritmos de resfriamento podem ser acelerados até que as temperaturas internas do forno permitam o manuseio dos produtos. Recuperação de gases quentes A medida proposta e testada, descrita a seguir, ao contrário das demais apresentadas, envolvem investimentos mais elevados, e para a maioria das indústrias do setor deve ser considerada nos casos de construção de novos fornos desse tipo, pois a adoção em fornos já existentes implica em profundas alterações. A solução proposta é recuperar a entalpia dos gases de exaustão durante a fase de queima, introduzindo-os em outro forno na fase de preaquecimento, eliminando, assim, o consumo de lenha nesta fase, e propiciando melhores condições para se obter maior uniformidade de temperaturas na carga. Para a experimentação desta medida, orientou-se uma indústria do setor que iniciava a construção de fornos, no sentido de prever canais de interligação dos mesmos que per- Figura 5: Interligação dos fornos para recuperação de gases quentes. 30 TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 2012

mitissem a recuperação dos gases. Foram então construídos quatro fornos, com câmaras retangulares, dispostos segundo a configuração da figura 5, acoplados a uma só chaminé. Os fornos são interligados entre si e com a chaminé através de canais subterrâneos construídos em alvenaria, dotados de registros do tipo guilhotina acionados manualmente. Através destes canais, os gases de exaustão de um forno na fase de queima, a partir de temperaturas acima de 100 C, portanto, com baixo teor de vapor d água será conduzida a um forno na fase de preaquecimento, introduzidos pelos cinzeiros dos mesmos. Durante o período de recuperação, a exaustão dos gases quentes do forno, o escoamento através dos canais e a exaustão de gases úmidos do forno em preaquecimento são induzidos por um ventilador centrífugo que descarrega na chaminé. Para melhor aproveitamento do potencial disponível, a operação dos quatro fornos deverá ser concatenada de tal modo que, enquanto um deles estiver na fase de queima, o outro está na fase de preaquecimento, enquanto os demais se encontram respectivamente nas fases de resfriamento e descarregamento ou carregamento, conforme esquema da figura 5. A operação dos fornos com a recuperação dos gases de exaustão apresentou resultados considerados ainda parciais, uma vez que na experimentação operou-se apenas dois dos quatro fornos existentes, em função dos baixos níveis de produção da indústria naquele momento, e como consequência também da ausência de programação de produção que permitisse a operação segundo a previsão. Apesar destas limitações, observaram-se, no forno cujo preaquecimento feito com gases de exaustão, as melhorias de desempenho abaixo descritas: - Redução de consumo de cerca de 5 m³ de lenha, o que representa em média 20% do consumo total de um ciclo de queima. O ventilador utilizado para fazer a tiragem forçada dos gases através dos dois fornos consumiu potência elétrica de 20 KW durante todo o período de recuperação de gases que durou cerca de 9 horas. - Redução no tempo empregado na fase de preaquecimento, pelo fato de haver maior vazão de gases quentes como agente de secagem em relação à operação normal. - Redução das diferenças de temperaturas entre o topo e a base da carga no final da fase de queima, mantidas as temperaturas do topo da carga próxima à obtida na operação normal. A maior uniformidade de temperatura nos vários pontos de carga, situados em diferentes níveis de altura da mesma, teve como consequência a obtenção de valores de resistência à compressão mais elevada, conforme tabela 1. - A utilização do ventilador para exaustão dos gases permitiu exercer melhor controle da tiragem do forno e, portanto, maior controle sobre o excesso de ar de combustão admitido pelas fornalhas. A tiragem natural, ao contrário, está sujeita às variações climáticas como temperatura e umidade do ar ambiente, ventos, etc., que invariavelmente, levam à operação com elevados excessos de ar. Tabela 1: Temperaturas máximas na carga e características dos produtos obtidos. (*) No experimento, o topo da carga era composto de telha tipo plan e, portanto, o parâmetro avaliado foi a carga de ruptura à flexão e o valor obtido foi de 239 kg. Na implantação e na operação do sistema, devem-se tomar cuidados, a fim de garantir o máximo aproveitamento do potencial disponível, os quais se relacionam a seguir: - Instalar termopares acoplados e indicadores de temperatura para monitoração da evolução da temperatura no interior do forno, no canal de gases de exaustão e na entrada de gases do ventilador de exaustão, facilitando, assim, as manobras para interligação dos fornos. - Instalar portas nas fornalhas, nos cinzeiros e registros nos canais que permitem obter melhor controle da combustão dos fornos garantindo boa estanqueidade nas fornalhas e nos canais de interligação. - Dimensionar os canais de interligação, considerando velocidade de escoamento não superiores a 3 m/s, limitando as perdas de carga no circuito e consequentemente a pressão necessária do ventilador de exaustão, e reduzindo eventuais infiltrações de ar frio. - Dimensionar ventilador de exaustão, considerando para cada caso em particular, a capacidade, a disposição relativa e a dimensão dos fornos e o trajeto dos canais de interligação, por exemplo: para a instalação que foi objeto de experimentação, as câmaras dos fornos são retangulares de dimensões internas de 13 m x 2,8 m com capacidade para cerca de 20.000 blocos cerâmicos de vedação com dimensões de 10 x 20 x 20 cm. O ventilador utilizado tem as seguintes especificações: fluído de trabalho ar + gases de combustão, umidade relativa máxima de 95%, temperatura máxima de operação de 120 C, vazão de 15.000 m³/ hora, pressão estática a 20 C de 150 mm c.a. - Estabelecer o controle de material a ser enfornado, procurando reduzir ao máximo possível a umidade no processo de secagem, garantido boa uniformidade em toda a carga. Isto favorecerá a redução nos tempos atualmente empregados no preaquecimento. Publicado na Revista C I. TEMPO TÉCNICO - Edição 01 - Março 31

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