Controle da Poluição do Ar na indústria açucareira, Lora, E.S.

Transcrição

Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira
75
5- SELEÇÃO, DIMENSIONAMENTO E AVALIAÇÃO ECONÔMICA
DE
EQUIPAMENTOS
PARA
O
CONTROLE
DE
PARTICULADOS
5.1- Equipamentos para o controle de particulados: Seleção
5.1.1- Introdução ao controle de particulados
Os equipamentos mais utilizados para o controle de particulados são:
• Separadores ciclônicos;
• Separadores úmidos (lavadores de gás ou scrubbers);
• Filtros eletrostáticos;
• Filtros de manga.
Na indústria e outras atividades humanas, apresentam-se emissões de
particulados de diferentes características (dimensões e densidade das partículas,
concentração, etc). A granulometria das partículas constitui o parâmetro mais
importante para definir o tipo de separador que é possível utilizar com alta eficiência. A
relação entre separadores de partículas e as dimensões das mesmas aparece na Figura
5.1, cortesia da firma Lodge Sturtevant Ltda.
Figura 5.1- Relação entre separadores de partículas e dimensões das mesmas
(Cortesia da firma Lodge Sturtevant Ltda).
76
O efeito de separação dos particulados do fluxo de gás deve-se à ação de
diferentes forças que garantem a deposição das partículas sobre uma superfície (Tabela
5.1).
Tabela 5.1- Forças atuantes e superfícies de separação em diferentes separadores
de partículas.
Separador ciclônico
Filtro eletrostático
Forças principais de
separação
Centrífuga
Eletrostática
Filtro de mangas
Interceptação direta
Lavador de gás
(scrubber)
Inercial
Difusional
Intercepção direta
Separador
•
•
•
•
•
Superfícies de separação
Cilíndrica
Plana e cilíndrica
Cilíndrica composta de material têxtil
e a “torta” de partículas.
Esférica ou irregular.
Durante a seleção de um separador de particulados devem ser considerados :
Eficiência que se pretende atingir. Este parametro é calculado em base da emissão
final permissível prevista nos padrões de emissão.;
Consumo de energia;
Custo do investimento;
Natureza física e química dos particulados (composição granulométrica, densidade,
resistividade etc.). A composição granulométrica de uma amostra de particulados
refere-se a sua divisão em frações atendendo ao diâmetro médio das partículas. É
determinada experimentalmente utilizando separadores inerciais denominados
impactadores em cascata.;
Periculosidade (incêndios e explosões).
Vejamos num exemplo geral de um separador de particulados como se definem
os conceitos de eficiência integral (ou global) e de eficiência por frações (Figura 5.2;
Licht, 1988).
Gás + particulados
c0 [g/m3]
Vazão de gás Qo
SEPARADOR
Gás limpo c
Emissão de paticulados ε
Particulados removidos Y
Qo .co – Y = ε
c - Massa de particulados por unidade de volume do gás, g/m3;
Q – Vaxão de gás, m3/s;
n - Número de partículas por unidade de volume do gás, 1/m3;
ε - Taxa mássica de emissão de particulados, g/s;
Y - Taxa mássica de particulados removidos, g/s.
Figura 5.2- Esquema geral de um separador de particulados (Licht, 1988).
77
O conceito de eficiência total é:
E=
c o −c Q o ⋅c o − ε
ε
=
= 1−
co
Qo ⋅ co
Q o ⋅c o
(5.1)
A equação anterior é utilizada quando dispõe-se dos resultados de medições da
carga de particulados na entrada e na saída do separador. A eficiência total pode ser
calculada a partir da eficiência de separação de cada fração e se denomina eficiência por
frações. Ë utilizada em cálculos de projeto quando conhece-se a granulometria do
particulado
n
E =∑ E f i ⋅∆ f i
(5.2)
i =1
Sendo:
Efi - Eficiência por frações: eficiência de separação das partículas com diâmetro dpi;
∆fi - Fração em massa de particulados de diâmetro dpi.
A Figura 5.3 ilutra estas duas formas de cálculo da eficiência de separadores de
particulados.
Outros conceitos importantes são:
• Penetração: Fração em massa dos particulados de diâmetro dpi que não são
separados pelo separador, ou seja que passam através do mesmo.
Pi = 1 − E f i
P=
(5.3)
c
ε
= =1− E
Qo ⋅ co co
(5.4)
• Diâmetro de corte (dpc): Diâmetro das partículas que são separadas com 50 % de
eficiência, ou seja Efi = 0,5.
A eficiência por frações para diferentes separadores de partículas é variada.
Assim um ciclone convencional para partículas de 20 µm apresenta uma eficiência de
60 %, já para um ciclone de alta eficiência com este mesmo diâmetro de partículas a
mesma seria de mais de 90 %. Igual eficiência alcança um lavador de gás tipo Venturi
para partículas de 1 µm. A Figura 5.4 apresenta curvas de eficiência por frações para
alguns tipos de separadores, descritas por uma equação geral do tipo (Ogawa, 1983):
(
E f i =1 − exp −α ⋅d mpi
)
(5.5)
Utilizando o conceito de diâmetro de corte dpc (Efi = 50 %) temos:
α=
ln (2 ) 0,693
= m
d mpc
d pc
(5.6)
m
⎡
⎛ d pi ⎞ ⎤
⎟ ⎥
E f i =1 − exp ⎢− 0,693 ⋅⎜
⎜d ⎟ ⎥
⎢
⎝ pc ⎠ ⎦
⎣
78
(5.7)
Seção de entrada
SEPARADOR
Seção de saída
Co = 850,0 mg/Nm3
C = 126,0 mg/Nm3
E=
C 0 − C 850,0 − 126,6
=
= 0,851
Co
850,0
a) Quando conhecida a carga de particulados na entrada e na saída do separador.
Seção de entrada
SEPARADOR
Seção de saída
Composição granulométrica
d1 ⇒ 40 % em massa (0,40)
d2 ⇒ 35 % em massa (0,35)
d3 ⇒ 25 % em massa (0,25)
Eficiência por frações
Ef1 ⇒ 99 % (0,99)
Ef2 ⇒ 80 % (0,80)
Ef3 ⇒ 40 % (0,40)
E = ∑ E fi ∆f i = 0 ,99 . 0 ,4 + 0 ,8 . 0 ,35 + 0 ,7 . 0 ,25 = 0 ,851
b) Quando conhecida a composição granulométrica e a eficiência de separação de cada
fração.
Figura 5.3 Ilustração do conceito de eficiência em separadores de particulados.
79
Figura 5.4- Curvas de eficiência por frações para diferentes separadores de
partículas.
Para separadores ciclônicos o índice de separação é de m = 0,8 - 1,5, para torres
de nebulização m = 1,5 e para lavadores tipo Venturi m = 2,0 (Ogawa, 1983).
Stairmand (1970) apresenta a eficiência total de diferentes separadores para três
tipos de pós “standards”: superfino, fino e grosso. A granulometria destes pós e a
eficiência total de separação utilizando diferentes separadores são apresentadas nas
Tabelas 5.2 e 5.3, respetivamente.
Tabela 5.2 - Composição granulométrica de pós “standards” (Stairmand, 1970).
Dimensões das
partículas, µm
150
104
75
60
40
30
20
10
7,5
5,0
2,5
Fração em peso com dimensões menores que a indicada, %
Pó superfino
Pó fino
Pó grosso
100
97
100
90
46
99
80
40
97
65
32
96
55
27
95
45
21
90
30
12
85
26
9
75
20
6
56
12
3
80
Tabela 5.3- Eficiência total de diferentes tipos de separadores para os pós
“standards” (Stairmand, 1970).
Tipo de separador
Ciclones de média eficiência.
Ciclones de alta eficiência.
Lavador tipo Venturi de médio consumo de
energia.
Lavador tipo Venturi de alto consumo de
energia.
Filtro de mangas com limpeza por
sacudimento mecânico.
Filtro de mangas com limpeza por pulso-jet
inverso.
Precipitador eletrostático.
Pó grosso
84,6
93,9
Eficiência total, %
Pó fino
Pó superfino
65,3
22,4
84,2
52,3
99,94
99,8
99,3
99,97
99,9
99,6
99,97
99,92
99,6
99,98
99,95
99,8
99,5
98,5
94,8
As Tabelas 5.4 e 5.5 apresentam alguns dados úteis para a seleção do
equipamento de separação de particulados. OGAWA (1983), apresenta outros
parâmetros e características de separadores de particulados (Tabela 5.6).
Tabela 5.4 - Comparação qualitativa de separadores de particulados.
Avaliação
Vantagens
Desvantagens
Ciclones
Tipo de separador
Filtros de
Lavadores de gás
mangas
• Baixo custo;
• Pode tratar
particulados
• Operação a
inflamáveis e
altas
explosivos;
temperaturas;
• Baixo custo de • Absorção e
remoção de
manutenção
particulados no
(não tem partes
mesmo
móveis).
equipamento;
• Variada eficiência
de remoção;
• Neutralização de
gases e particulados
corrosivos;
• Resfriamento dos
gases.
• Baixa
• Corrosão;
eficiência
• Poluição secundária
(um efluente líquido
(dc < 5-10 µm);
a tratar);
• Alto custo de
• Contaminação das
operação
(queda de
partículas (não
recicláveis).
pressão).
Precipitadores
eletrostáticos
• Alta eficiência; • Alta eficiência;
• Pode separar
• Pode tratar
uma grande
grandes volumes
variedade de
de gases com
particulados;
uma pequena
queda de
• Projeto modular;
pressão;
• Baixa queda de
• Separação seca e
pressão.
úmida;
• Ampla faixa de
temperaturas de
operação;
• Baixos custos de
operação.
• Ocupa uma área
considerável;
• Dano às mangas
por altas
temperaturas e
gases
corrosivos;
• As mangas não
operam em
condições
úmidas;
• Perigo de fogo e
explosão.
• Alto custo de
investimento;
• Não controla
emissões
gasosas;
• Pouca
flexibilidade;
• Ocupa um
grande espaço;
• É afetado pela
resistividade das
cinzas.
81
Tabela 5.5- Dados para a seleção de equipamentos de separação de particulados
(HANLY & PETRONKA, 1993; SILVA & HERVAS, 1998).
Equipamento
φ
(a)
µm
Ciclones
Torres de
nebulização
Lavadores tipo
Venturi
Grau de
limpeza
∆p
esperado
mmH2O
%
(b)
>10
25-75
>3
50-175
>3-1,0
375-750
Filtros de manga >0,5-1,0
25-250
80 (φ<20)
80 (φ>50)
98 (φ>5)
50 (φ<3)
90-95
(φ<5)
95-99
(φ<5)
80-99,9
(φ<5)
Separadores
>0,001
6-12
Eletrostáticos
a) Dimensões das partículas;
b) Queda de pressão;
c) Eficiência global para um pó típico;
d) Temperatura máxima do gás;
e) Investimento de capital relativo ao ciclone;
f) Custo de operação relativo ao ciclone;
g) Consumo médio de potência relativo ao ciclone.
η (c)
T (d)
%
°C
85
IC (e)
CO (f)
∆P (g)
500
1
1
1
95
200-250
2
2-3
0,3
99
200-250
2-3
3-4
3-4
99
200-250
8-10
2-3
0,8
99
500
10-15
1-2
0,3
Tabela 5.6- Outros parâmetros e características de separadores de particulados
(Ogawa, 1993).
Tipo de separador
Câmara de sedimentação
Ciclone, D =2-3 m
Ciclone, D = 0,4-1,0 m
Ciclone, D = 0,1-0,4 m
Ciclone, D = 0,1 m
Filtro de mangas
Separador eletrostático
Diâmetro de corte dpc, µm
35
25
10-16
3,5-6,0
2,5
0,5-1,0
0,5-1,0
Velocidade do gás, m/s
0,5-0,8
12,0-18,0
0,5-1,0
5.1.2 - Conceitos básicos sobre propriedades de partículas e características do fluxo
gás-sólido
Dimensões das partículas.
O termo diâmetro é geralmente aplicável a uma esfera, porém pode descrever
também as dimensões de partículas irregulares a partir das seguintes expressões:
Valor aritmético médio.
d pi =
L p ⋅b p ⋅h p
3
(5.8)
82
Valor médio geométrico.
d pi =3 L p ⋅b p ⋅h p
(5.9)
Sendo: L, b, h - Comprimento, largura e altura da partícula, respectivamente.
Forma
Outra característica importante que pode afetar o fluxo gás-sólido é a forma das
partículas, caracterizada pela esfericidade das mesmas φs:
φs =
Fs
Fp
(5.10)
Sendo Fs e Fp as áreas superficiais de uma esfera e de uma partícula de igual volume,
respectivamente. Por tanto, a esfericidade assume valores na faixa de 0 < φs >1.
Densidade
Em relação aos particulados a densidade pode ser:
• Densidade em pilha (densidade do material solto, incluindo os espaços entre
partículas);
• Densidade da partícula (densidade aparente do material, incluindo os poros no
sólido);
• Densidade do esqueleto ou verdadeira (é a densidade própria do material sem
considerar a existência de poros, sendo medida com picnômetros gasosos).
Características do fluxo gás-sólido.
A força de resistência (FD) é a força líquida exercida pelo fluido sobre a partícula
na direção do movimento. Pode-se calculá-la utilizando a lei de Stokes:
u 2r
FD =3 ⋅π ⋅ µ ⋅ d p ⋅ u r = CD ⋅ A p ⋅ρp ⋅
2
(5.11)
Sendo:
CD- Coeficiente empírico de resistência;
Ap- Área projetada da partícula (secção transversal) na direção normal ao fluxo, m2;
ur- Velocidade relativa entre o fluido e a partícula, m/s;
µ-- Viscosidade do fluido, kg/(m.s);
ρp- Densidade da partícula, kg/m3;
dp– Diâmetro da partícula, m;
Para uma partícula esférica de diâmetro dp:
u2
π
FD = ⋅ CD ⋅ρp ⋅ d 2p ⋅ r
4
2
(5.12)
83
Quando as dimensões das partículas são comparáveis com o percurso livre das
moléculas de um gás é necessário levar em conta o efeito de “discontinuidade” do meio
gasoso. Isto se realiza por meio do fator de correção de Cunningham ou fator de
deslizamento Cc, que entra na equação de Stokes:
FD =
3⋅ π ⋅µ ⋅ u r ⋅ d p
Cc
⎡
⎛ 1,10 ⎞⎤
⎟⎟⎥
Cc =1+ K n ⋅⎢1,257 + 0,40⋅ exp⎜⎜ −
K
⎥
n ⎠⎦
⎝
⎣⎢
(5.13)
(5.14)
Sendo o número de Knudsen calculado como:
K n =2
λg
dp
(5.15)
Onde λg é o percurso livre das moléculas do gás:
λg =
0,1145 ⋅µ
,
M
P g⋅
Tg
(5.16)
Sendo:
PgMTg-
Pressão do gás, kPa;
Massa molecular do gás;
Temperatura do gás, K.
Assim, por exemplo, para partículas de 0,01 µm no ar (1 atm e 298 K) o fator de
correção de Cunningham vale 22,7 (Benitez, 1993).
5.2- Separadores ciclônicos: dimensionamento, cálculo da eficiência e
queda de pressão
5.2.1- Classificação dos ciclones
Os separadores ciclônicos têm como princípio de operação, a ação da força
centrífuga sobre as partículas sólidas em movimento num fluxo rotativo, como é
mostrado na Figura 5.5.
Os separadores ciclônicos podem ser classificados como:
• Ciclone com entrada tangencial e fluxo em retorno (Figura 5.6-a);
• Ciclone de fluxo axial (Figura 5.6-b);
• Ciclone com entrada axial e fluxo em retorno (Figura 5.6-c).
A eficiência do ciclone tangencial é maior que do ciclone axial pois a força
centrífuga, que causa a separação dos particulados, é maior quando é criada pela entrada
84
tangencial do gás e a rotação do mesmo dentro do ciclone, do que quando é criada por
meio de pás direcionadoras, como no caso dos ciclones do tipo axial. A disposição de
vários ciclones em paralelo, chamados de multiciclones, permite empregar células de
alta eficiência com menor diâmetro e maior velocidade de entrada do gás.
Figura 5.5- Princípio de operação de um separador ciclônico.
a)
b)
a) Com entrada tangencial e fluxo em retorno;
b) De fluxo axial;
c) Com entrada axial e fluxo em retorno.
c)
Figura 5.6 - Separadores ciclônicos.
5.2.2- Dimensionamento
Como se observa na Figura 5.7 necessitam-se 8 dimensões para especificar um
ciclone de entrada tangencial. Estas dimensões são determinadas através de relações
85
adimensionais tipo ka = la/D, kb = b/D. Na Tabela 5.7 são apresentados os valores destas
relações adimensionais para ciclones de alta eficiência e de propósito geral
(convencionais), obtidos por diferentes autores para configurações que têm demonstrado
serem práticas e efetivas (Koch e Licht, 1977).
Figura 5.7- Dimensões típicas de um ciclone.
Independentemente da configuração selecionada, devem seguir as seguintes
recomendações:
• a ≤ s para evitar o curto-circuito dos particulados da seção de entrada ao tubo de
saída;
• b ≤ (D - De)/2 - para evitar uma queda de pressão excessiva;
• H ≥ 3 D - para manter a ponta do vórtex formado pelos gases dentro da seção cônica
do ciclone;
• O ângulo de inclinação do cone do ciclone deve ser ≈ 7-8o para garantir um
deslizamento rápido do pó;
• De/D ≈ 0,4-0,5, H/De ≈ 8-10 e s/De ≈ 1 para garantir a operação com máxima
eficiência;
• P < 2,48 kPa.
Como dados iniciais para o cálculo temos o fluxo volumêtrico de gás e a
velocidade de entrada selecionada uT1 (geralmente entre 15-30 m/s). Com estes dados
calculam-se os valores de a e D pelas seguintes equações:
1/ 2
⎛ Q ⋅ka ⎞
⎟⎟
a =⎜⎜
⎝ u T1 ⋅ k b ⎠
D=
a
ka
(5.17)
(5.18)
86
Tabela 5.7- Coeficientes adimensionais para o dimensionamento de ciclones (Koch
e Licht, 1977).
Alta eficiência
Termo
D
a, ka
b, kb
s, ks
De, kDe
H, kH
h, kh
B, kB
K
NH
Surf
Q/D2,
m/h
Descrição
Diâmetro da seção cilíndrica (corpo)
do ciclone
Altura da seção de entrada
Largura da seção de entrada
Comprimento do tubo de saída do
ciclone
Diâmetro de tubo de saída do
ciclone
Altura total
Altura da seção cilíndrica do ciclone
Diâmetro da seção de saída do pó
Parâmetro de configuração
Carga de velocidade na entrada
Parâmetro de superfície
Relação fluxo de gás/diâmetro do
ciclone
Stairmand
Propósito geral
Peterson
Swift Swift
e Witby
1,0
1,0
1,0
1,0
0,5
0,2
0,44
0,21
0,5
0,25
0,583
0,208
0,5
0,5
0,6
0,583
0,5
0,4
0,5
0,5
4,0
1,5
0,375
551,3
6,40
3,67
3,9
3,75
1,4
1,75
0,4
0,4
699,2 381,8
9,24
8,0
3,57 3,65
5,38
4,95
6,86
3,17
1,333
0,5
342,3
7,76
3,20
-
O valor de D pode também ser calculado pela relação Q/D2 apresentada na
Tabela 5.7, lembrando que trata-se somente de valores recomendados e não de
especificações. Para ciclones de alta eficiência e de propósito geral segundo Dirgo e
Leith (1986):
[Q ]2
D=
1
80
, sendo Q expressado em m3/h
(5.12)
As outras dimensões são calculadas sucessivamente a partir dos coeficientes
adimensionais utilizando o valor calculado de D, por exemplo, b = k b ⋅ D .
Seleção da velocidade do gás na entrada do ciclone.
Para conseguir uma alta eficiência de separação a velocidade de entrada do gás
deve ser a maior possível sem causar a re-entrada das partículas ao fluxo de gás e sem
exceder a denominada “velocidade de salto” us - velocidade mínima do gás que evita a
decantação das partículas sólidas do fluxo de gás que as arrasta (Koch y Licht, 1977).
Kalen & Zenz (1974) demonstraram que a máxima eficiência do ciclone
corresponde a um valor da relação entre a velocidade de entrada do gás e a velocidade
de salto de uT1/us = 1,25 e a re-entrada das partículas ao fluxo de gás de uT1/us = 1,36.
A equação para o cálculo da velocidade de salto é:
1/ 3
⎡ g⋅ µ⋅ ρp ⎤
u s = 5,3078⋅ ⎢
⎥
2
⎢⎣ ρg ⎥⎦
0, 4 ⎤
⎡
⎢ ⎛⎜ b ⎞⎟ ⎥
2
⎥
⎢ D
⋅ ⎢ ⎝ ⎠ 1 ⎥ ⋅ D0,067 ⋅(u t )3
⎢⎛
b ⎞3 ⎥
⎢ ⎜1 − ⎟ ⎥
⎣⎝ D ⎠ ⎦
87
m/s
(5.20)
5.2.3- Cálculo da eficiência
Vários autores tem desenvolvido equações para o cálculo da eficiência em
ciclones, sendo atualmente mais utilizadas as de Leith & Licht (1972) e Lapple
(Theodore & Buonicore, 1984). Vejamos cada uma delas em detalhe:
Equações de Leith & Licht
Este modelo é válido para ciclones com D > 0,203 m e não é aplicável a
equipamentos que trabalham com altas pressões. Considera a influência de 3 fatores: a
forma do ciclone, a natureza do fluxo gás/sólido e a distribuição da velocidade
tangencial do gás. A equação principal do modelo é:
(
E f i =1−exp − M ⋅ d pN
)
(5.21)
Sendo:
⎡ K ⋅ Q ρ ⋅ (n +1) ⎤
M =2 ⋅ ⎢ 3 ⋅ p
⎥
18⋅ µ g ⎥⎦
⎢⎣ D
Kρp µg-
N
2
(5.22)
Parâmetro de configuração do ciclone (Tabela 5.6);
Densidade das partículas, kg/m3;
Viscosidade cinemática do gás, kg/m.s.
N=
[
1
n +1
n =1− 1− 0,67 ⋅ (D )
0 ,14
(5.23)
]
⎛ T ⎞
⋅⎜
⎟
⎝ 283 ⎠
0,3
(5.24)
O parâmetro n define a velocidade tangencial do gás dentro do ciclone em
relação à posição radial, e naturalmente define a força centrífuga e a eficiência de
separação.
u T ⋅ R n ≈ constante
Para um fluido ideal n = 1; no ciclone n ≈ 0,6.
O diâmetro de corte dpc calcula-se como:
(5.25)
⎛ 0,6931 ⎞
d pc = ⎜
⎟
⎝ M ⎠
88
( n +1)
(5.26)
Se os valores dos coeficientes adimensionais Ka, Kb e Kc não são conhecidos
(como é o caso de um ciclone já existente cuja eficiência se deseja calcular), o valor do
parâmetro de configuração do ciclone K é calculado como (Dirgo & Leith, 1986):
2
2
π⋅D 2 ⎧⎪ ⎡ ⎛ D e ⎞ ⎤ ⎛ s
a ⎞ 1 ⎛ s + L − h ⎞ ⎛ d c d c2 ⎞ h ⎛ D e ⎞ L s ⎫⎪
⎜
⎟
K=
⎟+ ⋅ ⎜
⎟ ⋅⎜1 + + 2 ⎟+ −⎜ ⎟ ⋅ − ⎬
⎨2 ⋅ ⎢1 − ⎜ ⎟ ⎥⋅⎜ −
a ⋅ b ⎪⎩ ⎢⎣ ⎝ D ⎠ ⎥⎦ ⎝ D 2 ⋅ D ⎠ 3 ⎝
D
D D ⎠ D ⎝ D ⎠ D D ⎪⎭
⎠⎝
(5.27)
Sendo:
L- comprimento natural do ciclone. É a maior distância na qual o vórtex de gás
estendesse por baixo do duto de saída do gás.
1
⎛ D2 ⎞ 3
⎟⎟
L = 2,3 ⋅De ⋅ ⎜⎜
a
b
⋅
⎠
⎝
dc-
(5.28)
Diâmetro do cone no comprimento natural do ciclone.
d c =D−
(D − B) ⋅(s+ L−h )
(H − h )
(5.29)
Se o comprimento natural do ciclone excede (H-s) na equação para o cálculo de
K, L deve ser substituído por (H-s) e dc por B.
Equações de Lapple
Também conhecida como método simplificado de Lapple e fundamenta-se em
assumir que a curva Efi = f (dpi/dpc) para um ciclone dado (Figura 5.8) é a mesma que
para ciclones geometricamente semelhantes. Logo que calculado o valor do diâmetro de
corte, para o caso que se analiza, com a ajuda da curva da Figura 5.8, constrói-se o
gráfico Efi = f (dpi) para as novas condições.
Nota: Todas as equações na continuação utilizam unidades de medida inglesas.
O diâmetro de corte é calculado como:
⎤
⎡
9 ⋅µ g ⋅b
d pc = ⎢
⎥
⎢⎣ 2 ⋅π⋅N t ⋅ u T1 ⋅(ρp − ρg )⎥⎦
1
2
Sendo:
NT- Número efetivo de voltas que o fluxo de gás realiza no ciclone.
(5.30)
Vciclon
) ⋅ u T1
Q
Nt =
π⋅D
89
(
(5.31)
Vciclon- Volume efetivo do ciclone.
⎫
π ⎧⎡ (H − h ) ⎤ ⎡ D3 − B3 ⎤ 2
2
⋅
Vciclon = ⋅ ⎨⎢
D
h
2
D
a
+
⋅
−
⋅
⋅
⎬
e
⎢
⎥
4 ⎩⎣ (D − B) ⎥⎦ ⎣ 3 ⎦
⎭
(5.32)
Para um ciclone convencional:
Vciclon =2,135⋅D3
(5.33)
Figura 5.8- Curva Efi = f (dpi/dpc) (Theodore & Buonicore, 1988).
Mothes (1988) apresenta um gráfico que compara valores da eficiência por
frações obtidos experimentalmente com os valores calculados pelos modelos de Leith e
Licht, Dietz, Muschelknautz e por um modelo proposto pelo próprio Mothes. De acordo
com estes resultados, o modelo de Leith & Licht é aceitável somente para partículas
maiores de 1,5 µm, o que corresponde à faixa utilizada nos cálculos de engenharia (de
acordo com a faixa de dimensões de partículas para os quais os separadores ciclônicos
são geralmente utilizados).
90
5.2.4- Cálculo da queda de pressão
A queda de pressão é calculada pelo método de Shepherd e Lapple:
∆ p = 0,0502 ⋅ρg ⋅u T2 1 ⋅N H , kPa
(5.34)
Sendo:
ρg- Densidade da corrente gás-partícula, g/cm3;
NH- Carga de velocidade na entrada.
5.2.5- Metodologia geral para o projeto de ciclones (Licht, 1980)
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Selecionar uma configuração da Tabela 5.7;
Selecionar uma velocidade de entrada uT1;
Calcular o diâmetro da seção cilíndrica do ciclone D;
Calcular as outras dimensões do ciclone com base nos coeficientes adimensionais k
para a configuração selecionada;
Calcular a queda de pressão ∆p;
Analisar se uT1, D e ∆p são excessivamente grandes. O valor de uT1 deve comparar-se
com o valor de us. Analise a possibilidade de utilizar vários ciclones em paralelo.
Para nc ciclones em paralelo repita os itens 2 e 3 utilizando o valor de Q/nc no lugar
de Q;
Calcular as eficiências por frações e a total;
Compare a eficiência calculada com a desejada. Se não alcançar o valor desejado,
utilize um valor maior de uT1;
Estime o custo do ciclone.
5.3- Lavadores de gás: parâmetros de operação e eficiência
5.3.1- Classificação dos lavadores de gás: parâmetros principais.
O lavador de gás ou scrubber é um dispositivo no qual realiza-se a separação de
um conjunto de particulados, ou de um contaminante gasoso de um gás, mediante a
lavagem do mesmo com água, que na maioria dos casos é nebulizada para formar
pequenas gotas.
Segundo Theodore & Buonicore (1988) os lavadores de gás podem classificar-se
em três grandes grupos:
•
•
•
Torres de nebulização
Instalacões de leito empacotado;
Lavadores Venturi.
Calvert (1984) propõe uma classificação mais detalhada:
•
•
Lavadores de bandejas;
Lavadores com empacotamento maciço;
•
•
•
•
•
•
•
•
91
Lavadores com empacotamento fibroso;
Sprays pré-formados;
Sprays nebulizados por gás;
Lavadores centrífugos;
Lavadores de chicanas e fluxo secundário;
Lavadores de impacto;
Lavadores acionados mecanicamente;
Lavadores de leito em movimento.
A Figura 5.9 apresenta os parâmetros principais de alguns tipos de lavadores de
gás Antes de analisar os dados incluídos nesta figura faz-se necessário definir o
parâmetro relação água/ar:
Relação água/ar [QL/QG]- É a relação entre o fluxo de água utilizado para a limpeza do
gás e o fluxo de ar que está sendo limpo, geralmente se expressa em L/m3. É o
parâmetro mais importante do lavador de gás, conjuntamente com a queda de pressão no
equipamento.
Na prática industrial os tipos de lavadores mais utilizados são os lavadores de
bandejas e as diferentes variantes existentes de lavadores tipo Venturi (sprays préformados e nebulizados por gás). Estes são os equipamentos que veremos com mais
detalhes a seguir:
•
•
•
Lavadores de bandejas: São construídos na forma de torre vertical com uma ou mais
bandejas perfuradas em seu interior (Figura 5.10). A lavagem do gás acontece
durante o contato do mesmo com as gotas de água no volume do lavador e durante o
burbulhamento na camada de água que cobre as bandejas. A eficiência de separação
aumenta com a diminuição do diâmetro dos orifícios das bandejas. Para orifícios de
3,2 mm o diâmetro de corte é de dpc = 1,0 µm (Calvert, 1984);
Sprays pré-formados: Neste tipo de lavador de gás o líquido entra na garganta do
Venturi já atomizado por um sistema de bocais (Figura 5.11). A eficiência de
separação de particulados é função do tamanho e trajetória das gotas, da velocidade
do gás e da relação líquido/gás. O diâmetro das gotas de água é de 100-500 µm, o
diâmetro de corte dpc = 0.7-2.0 µm, e a relação líquido/gás 4-13 l/m3 (Calvert,
1984);
Sprays atomizados por gás: É o mais comum dos lavadores tipo Venturi. A
nebulização do líquido é causada pelo próprio gás, que alcança uma velocidade na
garganta do Venturi de 60-120 m/s (Figura 5.12). O diâmetro de corte nestes
equipamentos é dpc = 0,1-0,4 µm.
Figura 5.9 - Parâmetros de operação alguns tipos de lavadores de gás.
a)
a) Bandeja com bubblecaps
b)Bandeja perfurada.
Figura 5.10- Lavador de bandejas (Calvert, 1984).
b)
92
93
Água
Ar
Ar
Garganta
do Venturi
Vo
Vg
Bocal
nebulizador
Figura 5.11- Lavador Venturi com spray pré-formado por bocais pneumáticos.
Figura 5.12- Esquema dos processos que acontecem num lavador tipo Venturi
(spray nebulizado pelo gás). Cortesia da empresa Lodge Sturtevant.
Cálculo da eficiência em um lavador tipo torre de nebulização
Em torres de nebulização a penetração para particulas de diâmetro i.
⎛ 3⋅ Ql ⋅ Vtd ⋅ Z ⋅ηi ⎞
⎛
⎞
⎟=exp⎜ −0,25⋅ A d ⋅ Vtd ⋅ ηi ⎟
Pti =exp⎜ −
⎜
⎟
⎜ 4 ⋅Qg ⋅ rd ⋅ (Vtd − Vg ) ⎟
Qg
⎝
⎠
⎠
⎝
94
(5.35)
Onde:
QlQgVgVtdη ird ZAd-
Vazão volumétrica de líquido, m3/s;
Vazão volumétrica do gás, m3/s;
Velocidade superficial do gás, m/s;
Velocidade terminal de queda livre das gotas, m/s;
Eficiência de remoção de partículas de diâmetro i por uma gotícula;
Radio das gotas, m.
Comprimento da região de contato gás / líquido no lavador, m;
Seção do lavador ocupada pelas gotas.
⎛ Kp ⎞
⎟
η i =⎜
⎜ K +0,7 ⎟
⎝ p
⎠
2
(5.36)
Kp- Parâmetro de impacto.
Kp =
C ⋅ρp ⋅ d 2p ⋅ ν p
9 ⋅µ G ⋅ Dd
(5.37)
C- Fator de correção de Cunningham, adimensional.
ρp- Densidade da partícula, kg/m3;
Dd
- Diâmetro da gota, m;
νp- Velocidade da partícula (νp = νG), m/s;
dP- Diâmetro da partícula, m;
µg- Viscosidade do gás, kg/m.s.
A velocidade terminal das gotas calcula-se como:
Dd ⋅ (ρd −ρg )⋅ g
2
ν td =
ρd ρg µgg–
18000000 ⋅ µg
(5.38)
Densidade da gota, kg/m3;
Densidade do gás, kg/m3;
Viscosidade do gás, kg/(m.s);
Constante da aceleração da gravidade, m/s2.
Como resultados dos cálculos pode-se determinar o diâmetro médio ótimo das
gotas de água no lavador de gás (Figura 5.13) e a dependência do diâmetro de corte do
cumprimento da zona de contato gás/liquido Z para diferentes diâmetros médios das
gotas de água (Figura 5.14).
95
Figura 5.13- Determinação do diâmetro médio ótimo das gotas de água num
lavador de gás.
Figura 5.14- Dependência do diâmetro de corte do cumprimento da zona de
contato gás/líquido Z para diferentes diâmetros médios das gotas de
água.
Cálculo da eficiência e da queda de pressão em um lavador tipo Venturi.
Calvert propõe uma metodologia para a determinação da eficiência de separação
em um lavador tipo Venturi (Licht, 1988), que será descrita a seguir:
1- Determinação do número de Knudsen e do fator de Cunningham (ver equações 5.15 e
5.14);
2- Determinação do diâmetro das gotas por nebulização no Venturi.
96
a) No caso em que o spray é nebulizado pelo gás, a equação de cálculo é:
1.932
⎡
⎤
9 ⎛ QL ⎞
⎟ ⎥
⎢42,19 + 3,6 ⋅10 ⋅ ⎜⎜
⎟
⎢⎣
⎝ Q G ⎠ ⎥⎦
Dd =
Vg1.602
(5.39)
Sendo:
Dd - Diâmetro das gotas de água logo após a nebulização, µm;
vg- Velocidade média da mescla gás/água no Venturi, m/s (valor entre 30,4 e 91,4);
QL
- Relação fluxo de líquido / fluxo de gás, m3L/ m3G (valor entre 0,0006012 e
QG
0,0024048).
e
vg – 0,752 vgarg
Onde
vgarg- Velocidade do gás na garganta do Venturi;
b) Para o caso de sprays pré-formados com bocais pneumáticos utiliza-se a equação de
Nukiyama e Tanasawa. O bocal pneumático consiste num anel central de líquido
circulando por um bocal concêntrico de ar (ver Figura 5.11).
⎡ µD ⎤
585000 σ
Dd =
⋅
+ 53207681 ⋅⎢
⎥
Vrel
ρD
⎣⎢ σ ⋅ρ D ⎦⎥
0 , 45
1, 5
⎛Q ⎞
⋅⎜⎜ L ⎟⎟
⎝ QG ⎠
(5.40)
Sendo:
VrelσρDµDQLQG-
Velocidade relativa do gás Vrel = (Vg - Vo), m/s;
Tensão superficial do líquido, N/m;
Densidade do líquido, kg/m3;
Viscosidade cinemática do líquido, kg/m.s;
Fluxo de líquido, m3/min;
Fluxo de gás, m3/min.
3- Cálculo do diâmetro aerodinâmico das partículas de cinzas.
d 2pai =1000 ⋅ c i ⋅ρ p ⋅d 2pi
Neste caso ci é o fator de Cunningham para a partícula de diâmetro dpi.
(5.41)
97
4- Cálculo do parâmetro inercial Kpti .
K pti =
d 2pai .Vg arg
9 ⋅ µ g ⋅ Dd
(5.42)
5- Cálculo do parâmetro F (Kpti * f).
F(K pti ⋅f )=
⎛ K pti ⋅f +0,7 ⎞
1 ⎡
0,49 ⎤
⎟⎟+
⋅⎢− 0,7 −K pti ⋅f +1,4 ⋅ln⎜⎜
⎥
K pti ⎣⎢
0,7
⎠ 0,7+K pti *f ⎦⎥
⎝
(5.43)
O coeficiente experimental f leva em conta todos os parâmetros não
considerados explicitamente durante o cálculo da penetração e da eficiência. Que valor
tomar para coeficiente ?
•
•
•
Calvert recomenda f = 0,25 para partículas hidrófobas; f = 0,4 – 0,5 para partículas
hidrofílicas; f = 0,5 para lavadores Venturi de grande escala.
Calvert em seu livro “Scrubber Handbook” realiza todos os cálculos para f = 0,25.
Um estudo de Rudnick et al. (1986) mostrou que com o valor f = 0,31 obtém-se um
ajuste muito melhor que com 0,25.
6- Cálculo da penetração Pti.
⎡ 2 Q ρ ⋅D
⎤
Pt i =exp⎢ ⋅ L ⋅ d d ⋅ Vg arg ⋅ F(K pti ⋅ f )⎥
⎢⎣ 55 Q G µ g
⎥⎦
(5.44)
Unidades:
QL
- m3/m3;
QG
ρd- kg/m3;
Dd
- m;
µg- kg/m.s;
Vgarg- m/s.
7- Cálculo da eficiência por frações.
E f i =1−Pt i
(5.45)
8- A eficiência total.
m
E t = ∑ E fi ⋅ ∆f i
(5.46)
i =1
Além do método de Calvert para o cálculo da eficiência em lavadores Venturi
utiliza-se o método de Johnstone (Theodore & Buonicore, 1988) e o método de Yung et
al. (1978).
98
Método de Johnstone
⎡
Q
0,5 ⎤
E f i =1−exp⎢− 0,1337 ⋅ k⋅ L ⋅(ϕ i ) ⎥
QG
⎣
⎦
ϕ i = 0,03387 ⋅
d 2p ⋅ ρ p ⋅ Vg arg
µg ⋅ Dd
(5.47)
(5.48)
Sendo:
ϕ1 - Parâmetro de impacto inercial (adimensional);
k - Coeficiente de correlação (valores entre 7,48 e 14,96 m3/m3).
Unidades:
ρp- kg/m3;
Vgarg- m/s;
µg- kg/m.s;
Dd - µm.
Projeto de lavadores tipo Venturi.
Licht (1988) propõe um método geral para o projeto de lavadores tipo Venturi
que consta dos seguintes passos:
1. Selecione, na faixa de valores usualmente utilizados, um par de valores para QL/QG e
Vgarg;
2. Com base nestes valores calcule o diâmetro Sauter das gotas de água D d através das
equações vistas anteriormente no texto;
3. Para o valor selecionado de Vgarg e o calculado de D d calcule Red e Cd.
Re D1 =
D d ⋅(Vg arg −VD )⋅ ρ g
C D1 =
µg
24
3,60
+ 0,313
Re D1 Re D1
(5.49)
(5.50)
A expressão anterior é a equação de Schiller & Naumann, válida na faixa de
valores 0,5 < Rep< 3;
Q L ⋅ ρd
,
(5.51)
QG ⋅ ρ g ⋅ Cd
5. Selecione uma dimensão de partícula dpi e calcule o valor do fator de Cunningham
Cci;
C ci ⋅ ρ g ⋅ d 2pi ⋅ (Vg arg − Vd )
;
(5.52)
6. Para esta partícula, calcular K pti =
9 ⋅ µ g ⋅ Dd
4. Utilizando os valores determinados no ponto 3, calcular B =
99
7. Selecione um valor de L (comprimento adimensional da garganta; recomenda-se
assumir L = 2-3), calcule o comprimento da garganta lgarg e ugarg;
L=
u g arg =
3⋅ C D ⋅ ρ g
2⋅ D d ⋅ ρ D
⋅ l g arg
(5.53)
(
Vd
= 2 ⋅ 1− X2 + X ⋅ X2 −1
Vt
Onde o valor de X calcula-se como X =
3⋅ x ⋅ C d ⋅ ρ g
16 ⋅ D d ⋅ ρ d
)
+ 1 e x = l g arg
(5.54)
(5.55)
8. Calcule a penetração Pti (Yung et al., 1978);
[
lnPi
1
1, 5
0,5
=
4 K il (1 − u t ) + 4,2 (1 − u t )
B K il (1 − u t ) + 0,7
]
0,5
⎡
1
0,7 ⎞ −1 ⎛ (1 − u t ) K il ⎞ ⎤
0,5 ⎛
⎜
⎟
−
tan ⎜
⎟ ⎥
⎢5,02 K il ⎜1 − u t +
K il (1 − u t ) + 0,7 ⎣⎢
K il ⎟⎠
0,7
⎝
⎠ ⎦⎥
⎝
−
(5.56)
0,5
⎡
1
0,7 ⎞ −1 ⎛ K il ⎞ ⎤
0,5 ⎛
⎜
⎟
+
−
+
4
K
4
,
2
5
,
02
K
1
tan
⎜
⎟ ⎥
⎢ il
il ⎜
⎟
K il + 0,7 ⎣⎢
⎝ 0,7 ⎠ ⎦⎥
⎝ K il ⎠
9. Repita os passos 5-7 para diferentes dimensões de partículas;
10.Calcule a eficiência total de separação;
11.Repita todos os cálculos para diferentes valores de QL/QG e/ou Vgarg. Considere
também outros valores para L e para ugarg;
12.Determine o comprimento da garganta e a queda de pressão total.
5.4- Precipitadores eletrostáticos: características construtivas e
dimensionamento.
5.4.1 Fundamentos teóricos da operação de precipitadores eletrostáticos. Tipos de
precipitadores e aplicações.
O separador ou precipitador eletrostático é um equipamento para o controle de
particulados, que utiliza forças elétricas para movimentar as partículas desde o fluxo de
gases até os eletrodos coletores. Os precipitadores são os únicos equipamentos de
controle de particulados nos quais as forças de remoção atuam somente sobre as
partículas e não sobre todo o fluxo de gás. Isto provoca altas eficiências de separação
(99,5 %) com uma pequena queda de pressão do gás, de aproximadamente 5 polegadas
de H2O (Keifer).
Entre os maiores fabricantes destes equipamentos no mundo destaca-se a firma
Lodge Sturtevant subsidíaria da FLS miljo a/s, que tem comercializado e instalado mais
de 4000 precipitadores eletrostáticos. Outros fabricantes de renome são a United
McGill, a Marsulex Environmental Technologies e a ASEA Brown-Bovery (ABB).
100
Principio de operação (Figura 5.15):
•
•
Dá-se uma descarga elétrica nas partículas, forçando-as a passar através de uma
coroa (região de ionização do gás). O efeito coroa é produzido pelos eletrodos de
descarga, mantidos com alta voltagem no centro do fluxo de gás;
Deposição das partículas nos eletrodos coletores e remoção dos mesmos por
sacudimento dos eletrodos ou lavagem com água.
Figura 5.15- Princípio de operação de um precipitador eletrostático (Cortesia da
Marsulex Environmental Technologies).
A Figura 5.16 ilustra como varia a concentração de particulados desde a entrada
até a saída do precipitador.
Figura 5.16- Variação da concentração de cinzas desde a entrada até a saída do
precipitador (Cortesia da Marsulex Environmental Technologies).
Os precipitadores eletrostáticos tem aumentado extraordinariamente sua
eficiência nos últimos anos (Figura 5.17) em conseqüência da aprovação de normas de
emissão cada vez mais rigorosas e à acirrada concorrência com os filtros de mangas.
Atualmente já é possível alcançar concentrações de particulados no gás de 5-10 mg/Nm3
à saída destes equipamentos (Gaiotto, 1997).
Os tipos de precipitadores mais difundidos são os seguintes:
• De placa e arame;
• De placas planas;
• Úmido.
101
Figura 5.17- Emissões garantidas e obtidas após os precipitadores eletrostáticos.
Valores médios de vários países e aplicações (Gaiotto, 1997).
Precipitador de placa e arame (Figuras 5.18 e 5.19).
Esta configuração é utilizada em uma ampla variedade de aplicações industriais:
caldeiras para carvão, fornos de cimento, incineradores de resíduos sólidos, caldeiras
recuperadoras de plantas de papel, etc.
Figura 5.18- Precipitador eletrostático de placa e arame (Cortesia da ABB do
Brasil).
Nos precipitadores de placa e arame o fluxo de gás passa entre placas metálicas
paralelas. Os arames suspensos entre as placas constituem os eletrodos de descarga de
102
alta voltagem. Os eletrodos geralmente recebem uma polaridade negativa, já que uma
coroa negativa suporta uma voltagem maior que uma positiva antes que ocorra a
descarga. Os íons gerados na coroa seguem as linhas do campo elétrico desde os arames
até as placas coletoras. Assim cada arame estabelece uma zona de carga através da qual
passam as partículas, absorvendo parte dos íons. A Figura 5.20 mostra detalhes
construtivos dos eletrodos de descarga e coletores.
Figura 5.19- Disposição dos eletrodos coletores e de descarga em um precipitador
de placa e arame (Cortesia da Marsulex Environmental
Technologies).
Precipitador de placas planas (Figura 5.21).
Utilizados, geralmente, em aplicações de pequena escala (50-100 m3/s) para
partículas de alta resistividade e dimensões 1-2 µm. A firma United McGill’s utiliza
este tipo de precipitador para o controle de particulados em caldeiras, fornos,
incineradores e outros tipos de processos industriais com capacidades máximas de até
944 m3/s. Os precipitadores fabricados por esta firma diferencia-se dos projetos
convencionais por terem o eletrodo coletor de alta voltagem rodeado por agulhas em
suas bordas laterais que geram o efeito coroa e o campo eletrostático (Figura 5.22).
103
Figura 5.20- Detalhes construtivos dos eletrodos de descarga e coletores de um
precipitador de placa e arame (Cortesia da firma Lodge Sturtevant
Ltda).
As superfícies coletoras neste precipitador consistem em fileiras paralelas
alternadas de placas coletoras de alta voltagem e de placas coletoras conectadas à terra.
Ambos tipos de placas estão carregadas com polaridade oposta e colocadas à distâncias
menores entre elas do que nos precipitadores convencionais. A carga das partículas é
aleatória, podendo ser positiva ou negativa. Desta maneira nos precipitadores da McGill
a placa de descarga também é coletora, o que incrementa a área de superfície coletora
em 30 %. O consumo de energia é menor 70 % do que em precipitadores convencionais
devido ao uso mais eficiente da energia (operação com baixos níveis de voltagem: 2030 kV e corrente). A construção dos precipitadores é modular, o que permite
dimensioná-lo para diferentes capacidades. A limpeza das placas é feita por
sacudimento mecânico através de um martelo móvel ou por acionamento pneumático.
104
Figura 5.21- Disposição dos eletrodos no precipitador de placas planas (Cortesia
da United McGill).
Precipitador úmido (Figura 5.23).
O método de remoção úmida é efetivo para partículas com características
aglomerantes. A utilização de precipitadores convencionais para este tipo de particulado
provocará a acumulação das mesmas na placa coletora, reduzindo a eficiência de
remoção e exigindo uma limpeza mais frequente. A água é nebulizada no fluxo de gás
para esfriá-lo e condensar a maioria dos poluentes. As partículas sólidas e poluentes
condensados recebem descarga elétrica e são coletados nas placas bipolares. Os bocais
de nebulização primários nebulizam a seção de pré-resfriamento e os difusores de
entrada afim de saturar o fluxo de gás, prevenindo o endurecimento e a combustão do
material coletado. Os bocais secundários além de complementar os primários removem
o material coletado das placas. A água após filtrada é reincorporada ao sistema.
105
Figura 5.22- Disposição das agulhas nas bordas da placa coletora de alta voltagem
e fotografia do efeito coroa criado ao aplicar corrente à placa
(Cortesia da United McGill).
Durante a operação de precipitadores eletrostáticos o parâmetro mais importante
é a voltagem. O gráfico das características típicas de operação (Figura 5.24) mostra que
a menor concentração de particulados à saída do precipitador corresponde ao valor
máximo de voltagem e não da corrente.
Figura 5.23- Esquema de um precipitador eletrostático tipo úmido indicando a
disposição dos bocais de nebulização da água (Cortesia da Krebs).
106
Figura 5.24- Características típicas de operação de um precipitador eletrostático
(Cortesia da firma Lodge Sturtevant Ltd).
Influência da resistividade do particulado sobre a eficiência do precipitador
A resistividade das partículas é um dos fatores que mais afeta a eficiência dos
precipitadores eletrostáticos. As partículas depositadas sobre as superfícies coletoras
devem possuir ao menos uma condutividade elétrica pequena, afim de conduzir as
correntes de íons da coroa à terra. Caso contrário aparece um campo elétrico no material
depositado nos eletrodos coletores, por causa da passagem dos íons através da camada
de material para alcançar o eletrodo. Este fenômeno pode chegar a provocar uma coroa
inversa ou re-ionização das partículas (Figura 5.25) que afeta o processo de carga das
partículas e em consequência a eficiência do precipitador.
Para resistividades maiores de 2.1011 ohm.cm começa aparecer o efeito de coroa
inversa (Turner, 1988), fazendo-se necessário reduzir a voltagem e a corrente para
diminuir o excessivo cintilar. Evidentemente que a redução da voltagem e da corrente
provoca a diminuição da eficiência de separação. Segundo Keifer o projeto da placa
coletora da United McGill permite a operação eficiente com particulados de
resistividade 8.104 – 5.1011 ohm.cm.
Figura 5.25- Descrição física do efeito de coroa inversa em precipitadores
eletrostáticos (Cortesia da ABB do Brasil).
107
Métodos para resolver os problemas relacionados com a alta resistividade da cinza.
•
•
•
Melhorar a limpeza dos eletrodos coletores;
Melhorar os métodos de energização elétrica (por exemplo aplicação de voltagem
pulsante);
Condicionamento químico e térmico do gás: adição de umidade, adição de
pequenas quantidades de reativos químicos tais como o SO3, baixar a temperatura
do gás até um valor inferior a 130 oC ou elevá-la acima de 350 oC.
Cálculo da área de coleção do precipitador
A eficiência por frações em precipitadores eletrostáticos calcula-se pela equação
de Deutsh-Anderson:
⎡ A c ⋅ U ti ⎤
η(d pi )=1 − exp⎢−
⎥
Q ⎦
⎣
(5.57)
Sendo:
Uti- Velocidade terminal da partícula no campo elétrico;
dpi- Diâmetro da partícula;
Ac- Área total de eletrodos coletores;
Q- Fluxo volumétrico de gás.
O termo We é a velocidade efetiva de migração que define o comportamento de
um conglomerado de particulados para condições de operação dadas (We é o
equivalente a Uti para um conglomerado de partículas). Utilizando a equação de DeutshAnderson pode-se calcular a área específica de coleção SCA.
SCA=
A c ln(1 −ηt )
=−
Q
We
(5.58)
Turner et al. (1988) apresenta Tabelas com os valores de We para diferentes
tipos de particulados e de separadores eletrostáticos (Tabelas 5.8, 5.9 e 5.10). A
eficiência é determinada a partir da concentração de particulados que necessita-se obter
à saída do precipitador e da ocorrência ou não do efeito coroa em base à resistividade do
particulado.
Tabela 5.8- Velocidade efetiva de migração (m/s) para precipitadores eletrostáticos
do tipo placa e arame (Turner et al., 1988).
Fonte de
particulados (a)
Carvão
betuminoso
Outros tipos de
carvão
Incineradores
Eficiência %
95
99
99,5
99,9
sem CI com CI sem CI com CI sem CI com CI sem CI com CI
0,126
0,031
0,101
0,025
0,093
0,024
0,082
0,021
0,097
0,029
0,079
0,022
0,079
0,021
0,072
0,019
0,153
0,114
0,106
a) Cinza volátil com uma temperatura de 420 K para carvão e de 530 K em incineradores;
CI, Coroa Inversa.
0,094
108
Tabela 5.9- Velocidade efetiva de migração (m/s) para precipitadores eletrostáticos
úmidos do tipo placa-arame* (Turner et al., 1988).
Fonte de particulados
Cinza volátil de carvâo betuminoso
Cinza volátil de outros tipos de carvão
95
0,314
0,400
Eficiência %
99
99,5
0,330
0,338
0,427
0,441
99,9
0,249
0,314
Tabela 5.10- Velocidade efetiva de migração (m/s) para precipitadores
eletrostáticos de placa plana (Turner et al., 1988).
Fonte de particulados
Cinza volátil de carvão betuminosoa
Cinza volátil de outros tipos de carvãoa
Cinza volátil de incineradoresb
95
0,132
0,155
0,252
Eficiência %
99
99,5
0,151
0,186
0,112
0,151
0,169
0,211
99,9
0,160
0,135
0,183
a) A uma temperatura de 420 K e sem coroa inversa;
b) A uma temperatura de 395 K e sem coroa inversa.
5.5-O separador de núcleo
O separador de núcleo “Core separator” é um novo sistema de separação de
particulados baseado no efeito centrífugo. O sistema tem eficiência superior aos
ciclones, porquanto os processos de separação e coleta são realizados em dois
componentes separados (Figuras 5.26 e 5.27) , evitando-se assim o arraste de
particulados que acontece na seção de saída do gás dos ciclones.
Figura 5.26- Principio de operação de um separador de núcleo (Cortesia da firma
LSR Technologies)
109
Figura 5.27- Disposição modular de um separador de núcleo (Cortesia da firma
LSR Technologies).
O separador de núcleo tem um custo aproximadamente três vezes maior que um
ciclone. Porém para partículas de dimensões menores de 10 µm a eficiência do
separador de núcleo e do multiciclone é de 94 e 20 % respectivamente (Wysk, 1996). A
Figura 5.28 mostra que o separador de núcleo é tão eficiente como um lavador tipo
Venturi.
Figura 5.28- Curvas de eficiência por frações para diferentes separadores de
particulados (Cortesia da firma LSR Technologies)
110
5.6- Avaliação preliminar do custo de sistemas de separação de
particulados
5.6.1- Aspectos gerais.
Dois problemas gerais que aparecem durante a avaliação do custo de sistemas de
separação de particulados são:
• A atualização de custos de anos anteriores;
• O cálculo do custo de um sistema de uma dada capacidade, conhecendo-se dados
sobre custos de sistemas semelhantes de capacidades diferentes.
As equações utilizadas nestes casos são:
⎛ Indice Pr e sen te ⎞
⎟
Custo Pr e sen te = Custo Antigo ⋅ ⎜
⎜ Indice
⎟
Antigo
⎝
⎠
⎛ Capacidade B ⎞
⎟⎟
Custo B =Custo A ⋅⎜⎜
⎝ Capacidade A ⎠
(5.59)
b
(5.60)
Os índices de custo são publicados mensalmente pela Chemical Engineering. O
expoente b da segunda equação são mostrados na Tabela 5.11 (Cooper & Alley, 1994).
Tabela 5.11- Valor do expoente de custo b para diferentes separadores de
particulados.
Equipamento
b
0,65
0,65
0,62
0,76
0,72
0,62
0,60
Ciclones
Multiciclones
Torres de atomização
Venturi de baixo consumo de energia
Venturi de alto consumo de energia
Precipitadores
Filtros de mangas
5.6.2- Determinação do custo de separadores ciclônicos.
Segundo Vatavuk (1990) o custo de um ciclone (valores de junho de 1990) pode
ser calculado pela seguinte expressão:
EC=57800 ⋅[a⋅ b]
0 , 903
Sendo:
aAltura da seção de entrada do ciclone;
bLargura da seção de entrada do ciclone.
,$
(5.61)
111
Para um multiciclone (valores de junho de 1990) segundo Benitez (1993):
EC=7000⋅ N c ⋅a⋅ b+72⋅ N c , $
(5.62)
Sendo:
Nc - Número de ciclones.
Em ciclones e multiciclones o custo total do investimento (incluindo custos de
montagem e tubulações) é aproximadamente o dobro do custo do equipamento EC.
5.6.3- Determinação do custo de lavadores de gás.
Preço do lavador de gás,
Milhões de US$
Na Figura 5.29 apresentam-se dados de custos aproximados de lavadores de gás,
obtidos por consulta a vários fabricantes brasileiros e estrangeiros para a aplicação
específica em caldeiras para bagaço. Estes valores não incluem os custos de montagem.
O material de fabricação do lavador tipo torre de nebulização é aço carbono, enquanto o
lavador tipo Venturi é construído de aço inox. De acordo com COOPER & ALLEY
(1994) se o lavador de gás for construído em aço inox 304, o valor do custo para um
lavador construído de aço carbono deve-se multiplicar por 1,9; se construído em aço
inox 306, por 2,7; e se construído em fibra de vidro, por 1,7.
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
0
20
40
60
80
Vazão de gás, Nm3/s
Torre de Nebulização
Lavador tipo Venturi
Figura 5.29- Custo aproximado de lavadores de gás tipo torre de nebulização e
Venturi (1999).
5.6.4- Determinação do custo de precipitadores eletrostáticos.
Turner et al. (1988) apresentam uma equação para o cálculo do custo de
investimento em precipitadores eletrostáticos:
EC=a ep ⋅A c ep
b
Os valores de aep e bep são tomados da Tabela 5.20.
(5.63)
112
Tabela 5.20- Valores dos coeficientes aep e bep para a determinação do custo de
investimento em precipitadores eletrostáticos (Turner et al., 1988).
Área de eletrodos Ac, m2
930-4600
4600-93000
aep
4551
715
bep
0,6276
0,8431
O custo total de instalação de precipitadores eletrostáticos é 2,2 vezes maior que
o custo do equipamento EC.
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ε
particulados
R
o3SEPARADO
Emissão
+
c]-[g/m
limpo
Gás
.c
Particulados
removidos
Q
gás
Vazão
YQ=
QcCdede
113
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