( PDF ) Avaliação computacional de um sistema de gaseificação em leito fluidizado utilizando o software CSFB

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE ITAJUBÁ

INSTITUTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

Avaliação Computacional de um Sistema de

Gaseificação em leito Fluidizado utilizando o

software CSFB

Autor: Braulio Almeida de Melo

Orientador: Prof. Dr. Electo Eduardo Silva Lora

Co-orientador : Dr. Rubenildo Vieira de Andrade

Itajubá, Julho de 2008

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE ITAJUBÁ

INSTITUTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

Avaliação Computacional de um Sistema de

Gaseificação em leito Fluidizado utilizando o

software CSFB

Autor: Braulio Almeida de Melo

Orientador: Prof. Dr. Electo Eduardo Silva Lora

Co-orientador: Dr. Rubenildo Vieira de Andrade

Curso: Mestrado em Engenharia Mecânica

Área de Concentração: Conversão de Energia

Dissertação submetida ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica como parte

dos requisitos para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Mecânica.

Itajubá, Julho de 2008

M.G. – Brasil

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INSTITUTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

Avaliação Computacional de um Sistema de

Gaseificação em leito Fluidizado utilizando o

software CSFB

Autor: Braulio Almeida de Melo

Orientador: Prof. Dr. Electo Eduardo Silva Lora

Co-orientador : Dr. Rubenildo Vieira de Andrade

Composição da Banca Examinadora:

Prof. Dr. Electo Eduardo Silva Lora - IEM/UNIFEI

Prof. Dr. Rubenildo Vieira de Andrade – IEM/UNIFEI

Prof. Dr. Osvaldo Venturini – IEM/UNIFEI

Prof. Dr. Vladimir Melian Cobas – IEM/UNIFEI

Prof. Dr. Flávio Neves Teixeira – DCTEF/UFSJ

Dedicatória

À Deus pela força em todos os momentos difíceis.

À toda minha família, em especial aos meus queridos pais, Geraldo Tafuri e Mariângela

Almeida, pela força, paciência, carinho e ensinamentos.

À meu irmão, Bruno Melo, pela amizade e apoio.

À minha noiva Karen Michelline e toda sua família.

À todas amizades que conquistei na cidade de Itajubá.

Agradecimentos

Ao Prof. Dr. Electo Eduardo Silva Lora, pela orientação e amizade no decorrer desses anos.

A todos os companheiros do NEST/IEM/UNIFEI.

Ao Dr. Rubenildo Vieira de Andrade, pela colaboração no trabalho, amizade e pelos

ensinamentos.

Aos Msc. (as) Cristina Sales e Aldemar Martinez pela amizade e companheirismo.

A todos os professores e técnicos da Universidade Federal de Itajubá.

Aos meus companheiros de república.

A FAPEMIG pelo apoio financeiro no decorrer dos anos.

Resumo

MELO, B. A. (2008), Avaliação Computacional de Sistema de Gaseificação em leito

Fluidizado utilizando o software CSFB, Itajubá, 130p. Dissertação (Mestrado em

Conversão de Energia) - Instituto de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de

Itajubá.

No capítulo 1 desse trabalho são abordados conceitos básicos relacionados a

tecnologias de aproveitamento energético. No entanto, uma maior importância é dada para o

processo de gaseificação, suas técnicas e modelos de gaseificação. No capítulo 2, destacam-se

os processo de gaseificação em leitos fluidizados, abordando aspectos gerais de fluidização.

Nos capítulos 3 e 4, respectivamente, são realizados um estudo detalhado da planta de

gaseificação de leito fluidizado borbulhante do NEST/IEM/UNIFEI e do software CSFB -

Comprehensive Simulator for Fluidized Bed, versão 3. No capítulo 5, destacam-se a

metodologia e os resultados das simulações-experimentos, tal como estudo comparativo

destes resultados. Por fim, concluí-se o trabalho com uma breve conclusão dos resultados

obtidos, seguido do anexo A, que envolve o equacionamento do software e o do anexo B,

composto de discussões/justificativas relacionadas ao trabalho.

Palavras-chave

Processo de gaseificação, Gaseificação em leito fluidizado, software CSFB, estudo

comparativo simulações-experimentos.

Abstract

MELO, B. A. (2008), Computational Evaluation of Fluidized Bed Gasification System using

CSFB Itajubá, 130 p. MSc. Dissertation - Instituto de Engenharia Mecânica,

Universidade Federal de Itajubá.

In Chapter 1 of this work it is introduced basic concepts related the technologies of

utilization energy. However, a larger importance is give for the process gasification, your

techniques and models of gasification. In Chapter 2, we detach with a larger emphasis the

process gasification in fluidized bed. In Chapter 3, we detach a study detailed of plant

gasification in fluidized bed, located in Núcleo de Excelência em Sistemas térmicos –

NEST/IEM/UNIFEI. In Chapter 4, detach aspects general software CSFB - Comprehensive

Simulator for Fluidized Bed version 3. In chapter 5, detach the methodology and the results

simulation-experiments, just as study comparative of these results. Finally we concluded the

work with an abbreviation conclusion of the results followed of the annex, that involves

equations of the software CSFB and arguments related to the work.

Keywords

Process gasification, Gaseification in Fluidized Bed, software CSFB, study comparative

simulation-experiments.

Objetivos

 Revisão bibliográfica relacionada à tecnologia de gaseificação.

 Descrição do equipamento - Gaseificador de Leito Fluidizado Borbulhante.

 Descrição do software CSFB - Comprehensive Simulator for fluidized Bed - versão 3.

 Testes no Gaseificador de Leito Fluidizado Borbulhante operando com casca de arroz.

 Comparação dos testes experimentais com os da modelagem utilizando software CSFB.

Sumário

DEDICATÓRIA __________________________________________________________ IV

AGRADECIMENTOS ______________________________________________________ V

RESUMO ________________________________________________________________ VI

ABSTRACT ____________________________________________________________ VII

OBJETIVOS ____________________________________________________________VIII

SUMÁRIO ________________________________________________________________ 9

LISTA DE FIGURAS ______________________________________________________ 13

LISTA DE TABELAS _____________________________________________________ 16

SIMBOLOGIA ___________________________________________________________ 18

CAPÍTULO 1 ____________________________________________________________ 20

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ______________________________________________ 20

1.1. Biomassa ----------------------------------------------------------------------------------------------20

1.2. Definição de Gaseificação --------------------------------------------------------------------------22

1.3. Reacões Quimicas do Processo de Gaseificação ------------------------------------------------23

1.4. Tipos de Gaseificadores ----------------------------------------------------------------------------25

1.4.1. Gaseificadores de Leito Fixo -------------------------------------------------------------25

1.4.1.1. Gaseificador Contracorrente (“Updraft”) ---------------------------------------------25

1.4.1.2. Gaseificador Concorrente (“Downdraft”) --------------------------------------------26

1.4.1.3. Gaseificador de Fluxo Cruzado (“Cross-Flow”) ------------------------------------27

1.4.2. Gaseificadores de Leito Fluidizado ------------------------------------------------------28

1.4.2.1. Gaseificador de Leito Fluidizado Borbulhante --------------------------------------28

1.4.2.2. Gaseificador de Leito Fluidizado Circulante -----------------------------------------29

1.5. Qualidade e Limpeza do Gás de Biomassa ------------------------------------------------------30

1.6. Influência dos Parâmetros Operacionais no Gás produzido -----------------------------------32

1.6.1. Fator de ar -----------------------------------------------------------------------------------33

1.6.2. Temperatura do Leito ----------------------------------------------------------------------33

1.6.3. Teor de alcatrão no gás obtido------------------------------------------------------------35

1.6.4. Composição do gás obtido ----------------------------------------------------------------35

1.6.5. Agente Oxidante ----------------------------------------------------------------------------36

1.7 Plantas de Gaseificadores de Leito Fluidizado ---------------------------------------------------37

1.8 Modelos de Leito Fluidizados ----------------------------------------------------------------------38

1.8.1. Modelos de Gaseificação em Leito Fluidizado ----------------------------------------38

CAPÍTULO 2 ____________________________________________________________ 42

FLUIDIZAÇÃO __________________________________________________________ 42

2.1. Introdução ---------------------------------------------------------------------------------------------42

2.2. Etapas de Fluidização -------------------------------------------------------------------------------43

2.2.1. Velocidade Terminal -----------------------------------------------------------------------47

2.2.2. Altura do Leito Expandido ----------------------------------------------------------------48

2.3. Principais caracteristicas das partículas envolvidas na fluidização ---------------------------49

2.4. Fração de vazios no leito ---------------------------------------------------------------------------51

2.5. Classificação das partículas ------------------------------------------------------------------------52

CAPÍTULO 3 ____________________________________________________________ 55

PLANTA DE GASEIFICAÇÃO DO NEST/IEM/UNIFEI _______________________ 55

3.1. Equipamento ------------------------------------------------------------------------------------------55

3.2. Descrição do reator ----------------------------------------------------------------------------------58

3.2.1. Plenum ---------------------------------------------------------------------------------------58

3.2.2. Placa distribuidora de ar -------------------------------------------------------------------58

3.2.3. Leito ------------------------------------------------------------------------------------------59

3.2.4. Freeboard ------------------------------------------------------------------------------------61

3.3. Sistema de Alimentação do Equipamento --------------------------------------------------------63

3.4. Influência do fator de ar no projeto do reator ----------------------------------------------------65

3.5. Sistemas Auxiliares ----------------------------------------------------------------------------------66

CAPÍTULO 4 ____________________________________________________________ 68

SOFTWARE CSFB - COMPREHENSIVE SIMULATOR FOR FLUIDIZED BED

EQUIPMENT ____________________________________________________________ 68

4.1. Introdução ---------------------------------------------------------------------------------------------68

4.2. Hipóteses e limitações relativas ao CSFB --------------------------------------------------------69

4.3. Diagrama de blocos do SOFTWARE CSFB ----------------------------------------------------72

4.4. Dados de entrada (inputs)---------------------------------------------------------------------------74

4.5. Principais Dados de saída (outputs) ---------------------------------------------------------------74

4.6. Sensibilidade do software csfb ---------------------------------------------------------------------76

4.7. Validação do software CSFB ----------------------------------------------------------------------76

CAPÍTULO 5 ____________________________________________________________ 79

METODOLOGIA E RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES E DOS TESTES

EXPERIMENTAIS _______________________________________________________ 79

5.1. Introdução ---------------------------------------------------------------------------------------------79

5.2. Metodologia das simulações no CSFB -----------------------------------------------------------79

5.2.1. Dados do equipamento - Geometria básica ---------------------------------------------80

5.2.2. Dados do equipamento – Isolamento térmico ------------------------------------------83

5.2.3. Características dos fluxos– Alimentação de sólidos ----------------------------------86

5.2.4. Características dos fluxos – Análise imediata e outras características do material

carbonáceo -------------------------------------------------------------------------------------------------87

5.2.5. Características dos fluxos – Composição granulométrica das partículas sólidas -89

5.2.6. Características dos fluxos – Agente de gaseificação ----------------------------------90

5.2.7. Características operacionais adicionais---------------------------------------------------------91

5.2.8. Parâmetros de convergência ---------------------------------------------------------------------91

5.4. Resultados das simulações -------------------------------------------------------------------------95

5.5. Planejamento e execução dos testes experimentais ------------------------------------------- 105

5.6. Resultados dos testes experimentais ------------------------------------------------------------ 109

5.7. Comparação dos resultados ---------------------------------------------------------------------- 118

5.8. Causas das divergências dos resultados -------------------------------------------------------- 121

CAPÍTULO 6 ___________________________________________________________ 122

Conclusões ----------------------------------------------------------------------------------------------- 122

Sugestão para trabalhos futuros ----------------------------------------------------------------------- 125

Anexo A --------------------------------------------------------------------------------------------------- 126

Anexo B – OPINIÃO DO PROFESSOR MARCIO DE SOUZA-SANTOS ---------------------- 129

Problemas com os dados inseridos no programa: ------------------------------------------------- 129

Problemas com dados de operação: ----------------------------------------------------------------- 129

Problemas com a operação: --------------------------------------------------------------------------- 130

Dificuldades em simular o processo: ---------------------------------------------------------------- 131

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS _______________________________________ 132

Lista de Figuras

Figura 1 - Gaseificador de leito fixo do tipo contracorrente (QUAAK et. Al.1999) ------------26

Figura 2 – Gaseificador de leito fixo do tipo concorrente (QUAAK et. al.1999) ---------------27

Figura 3 - Gaseificador de leito fixo do tipo fluxo cruzado (Olofsson, 2005) -------------------28

Figura 4 - Gaseificador de leito fluidizado borbulhante (Olofsson, 2005)------------------------29

Figura 5 - Gaseificador de leito fluidizado circulante (Olofsson, 2005) --------------------------30

Figura 6 - Concentração de alcatrão e particulados no gás produzido em diferentes

gaseificadores (Guigon e Large, 1990) ----------------------------------------------------------------31

Figura 7 - Métodos Primários (DEVI et.al.,2003). ---------------------------------------------------31

Figura 8 - Métodos Secundários (DEVI et. al.,2003). -----------------------------------------------32

Figura 9 - Variação da Temperatura do leito em relação ao fator de ar (adaptado Paasen,

2004) --------------------------------------------------------------------------------------------------------33

Figura 10 - Influência do fator de ar na composição percentual em volume do gás obtido

(Aguiar, 2003) ---------------------------------------------------------------------------------------------36

Figura 11 - Variação da perda de carga no leito em função da velocidade superficial (adaptado

Rhodes (1998)) --------------------------------------------------------------------------------------------43

Figura 12 - Volume hidrodinâmico de uma partícula (Rhodes (1998)) ---------------------------49

Figura 13 - Representação dos diâmetros (

d e

d ) na partícula (Gómez 2002). ----------------50

Figura 14 - Classificação de pós de Geldart (Geldart, 1986) ---------------------------------------53

Figura 15 - Esquema da metodologia utilizada no projeto do gaseificador de leito fluidizado

borbulhante (Van den Enden e Lora (2004)) ----------------------------------------------------------57

Figura 16 - Placa distribuidora --------------------------------------------------------------------------59

Figura 17 - Influência da altura dinâmica do leito no teor de alcatrão do gás (Van den Enden e

Lora, 2004) -------------------------------------------------------------------------------------------------60

Figura 18 - Influência da altura dinâmica do leito no PCI do gás (Van den Enden e Lora

2004), -------------------------------------------------------------------------------------------------------61

Figura 19 - Densidade da partícula versus altura do reator (Rhodes, 1998) ----------------------62

Figura 20 - Influência da localização do ponto de alimentação na qualidade do gás (Van den

Enden e Lora, 2004) --------------------------------------------------------------------------------------64

Figura 21 - Influência do fator de ar no desempenho do reator (Van den Enden e Lora 2004),65

Figura 22 - Influência do fator de ar no poder calorífico do gás (Van den Enden e Lora

2004), -------------------------------------------------------------------------------------------------------66

Figura 23 – Esquema de um reator de leito fluidizado a ser simulado pelo programa CSFB

(Rabi, 2002) ------------------------------------------------------------------------------------------------70

Figura 24 – Esquema do modelo de gaseificação em leito fluidizado borbulhante no CSFB

(Rabi, 2002) ------------------------------------------------------------------------------------------------71

Figura 25 - Modelo de núcleo sem reagir (a) e modelo de núcleo exposto (b) (Souza-Santos,

1987) --------------------------------------------------------------------------------------------------------72

Figura 26 - Diagrama de bloco do software CSFB (Rabi, 2002)-----------------------------------73

Figura 27 - Algumas cotas relacionadas aos parâmetros de projeto do gaseificador de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI (Souza-Santos, 2000) -------------------------------------------80

Figura 28 - Detalhe do distribuidor com tubos perfurados ou flutes para injeção de ar no leito

(Souza-Santos, 2000) -------------------------------------------------------------------------------------81

Figura 29 - Concentração dos principais componentes do gás gerado obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.----------------------------96

Figura 30 - Concentração dos principais componentes do gás gerado obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.----------------------------96

Figura 31 - Poder calorífico do gás gerado obtido através das simulações do CSFB com uma

altura de leito dinâmico de 2000 mm. ------------------------------------------------------------------97

Figura 32 - Poder calorífico do gás gerado obtido através das simulações do CSFB com uma

altura de leito dinâmico de 1100 mm. ------------------------------------------------------------------98

Figura 33 - Influência do fator de ar no desempenho do gaseificador obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.----------------------------99

Figura 34 - Influência do fator de ar no desempenho do gaseificador obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.----------------------------99

Figura 35 - Influência do fator de ar na temperatura em dois pontos do leito e “freeboard”

obtido através das simulações do CSFB com uma altura de leito dinâmico de 2000 mm. --- 100

Figura 36 - Influência do fator de ar na temperatura em dois pontos do leito e “freeboard”

obtido através das simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm. --- 101

Figura 37 - Influência do fator de ar na taxa de conversão de carbono obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.-------------------------- 102

Figura 38 - Influência do fator de ar na taxa de conversão de carbono obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.-------------------------- 102

Figura 39 - Influência do fator de ar no teor de alcatrão do gás obtido através das simulações

do CSFB para as duas alturas de leito dinâmico (1100 mm e 2000 mm). ---------------------- 103

Figura 40 – Influência do fator de ar na vazão de gás gerado através das simulações do CSFB

para as duas alturas de leito dinâmico (1100 mm e 2000 mm). ---------------------------------- 104

Figura 41 - Influência do fator de ar na velocidade superficial dos gases e na velocidade

mínima de fluidização para altura dinâmica de leito de 2000 mm ------------------------------- 104

Figura 42 - Influência do fator de ar na velocidade superficial dos gases e na velocidade

mínima de fluidização para altura dinâmica de leito de 1100 mm ------------------------------- 105

Figura 43 - Sistema de medição de vazão de ar ---------------------------------------------------- 107

Figura 44 - Localização dos transdutores de temperatura ao longo do reator ------------------ 108

Figura 45 - Analisador de gás ------------------------------------------------------------------------- 109

Figura 46 - Concentrações de

H e ,COCH

no gás gerado versus o fator de ar (experimental)111

Figura 47 - Poder calorífico do gás versus o fator de ar (experimental) ------------------------ 112

Figura 48 - Esquema utilizado para realização do balanço de massa no equipamento. ------- 113

Figura 49 - Gráfico comparativo da concentração de CO no gás obtido entre os resultados do

experimento e da simulação com o software CSFB------------------------------------------------ 118

Figura 50 - Gráfico comparativo da concentração de CH

no gás obtido ----------------------- 119

Figura 51 - Gráfico comparativo da concentração de H

no gás obtido ------------------------- 119

Figura 52 - Gráfico comparativo do poder calorífico do gás obtido ----------------------------- 120

Lista de Tabelas

Tabela 1.1 - Principais parâmetros relacionados a operação e a qualidade do gás obtido ------34

Tabela 1.2 - Influência do de agente oxidante e da pressão de operação na qualidade do gás

obtido ( NOGUEIRA E LORA,2003) -----------------------------------------------------------------36

Tabela 1.3 - Algumas plantas de GLFB e suas características (National Energy Technology

Laboratory, 2002) -----------------------------------------------------------------------------------------37

Tabela 1.4 - Algumas plantas de GLFC e suas características (National Energy Technology

Laboratory, 2002) -----------------------------------------------------------------------------------------37

Tabela 2.1 – Constantes obtidas experimentalmente ------------------------------------------------46

Tabela 2.2 - Principais características das partículas segundo Geldart (Rhodes, 1998) --------54

Tabela 3.1 - Principais características de projeto do original gaseificador (Van den Enden e

Lora, 2004) -------------------------------------------------------------------------------------------------56

Tabela 3.2 - Algumas dimensões da região do leito (Aguiar, 2003) -------------------------------59

Tabela 4.1 - Principais dados de projeto e condições operacionais do gaseificador RENUGAS

do IGT (de Souza – Santos, 2007) ----------------------------------------------------------------------77

Tabela 4.2 - Comparação entre as simulações e os experimentos referentes a composição do

gás de saída no topo de Freeboard do gaseificador RENUGAS do IGT (mol.%) (de Souza –

Santos, 2007) ----------------------------------------------------------------------------------------------78

Tabela 5.1 - Dados geométricos do reator de leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI ---------81

Tabela 5.2 - Dados geométricos do reator de leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI ---------82

Tabela 5.3 - Espessura de diferentes secções do isolamento no reator de leito fluidizado do

NEST/IEM/UNIFEI --------------------------------------------------------------------------------------84

Tabela 5.4 - Condutividade térmica dos materiais que compõem o isolamento do reator de

leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI ---------------------------------------------------------------85

Tabela 5.5 - Emissividade média da superfície externa do leito e freeboard do reator de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI ---------------------------------------------------------------------86

Tabela 5.6 – Poder calorífico superior da casca de arroz (base seca) utilizada no processo ---87

Tabela 5.7 - Vazão de mássica de casca de arroz para diferentes valores do fator de ar (F.A) 87

Tabela 5.8 - Análise imediata da casca de arroz (base úmida) -------------------------------------88

Tabela 5.9 - Análise elementar da casca de arroz (base seca) --------------------------------------88

Tabela 5.10 - Propriedades morfológicas das partículas sólidas (biomassa e inerte) do

processo de gaseificação ---------------------------------------------------------------------------------89

Tabela 5.11 – Composição granulométrica das partículas ------------------------------------------89

Tabela 5.12 - Vazão de volumétrica e mássica de ar introduzido no interior do reator para

diferentes valores de fator de ar -------------------------------------------------------------------------90

Tabela 5.13 - Características do ar introduzido no distribuidor ------------------------------------91

Tabela 5.14 - Parâmetros de convergência utilizadas nas simulações para uma altura dinâmica

do leito de 2000 mm. -------------------------------------------------------------------------------------94

Tabela 5.15 - Parâmetros de convergência utilizada nas simulações para uma altura dinâmica

do leito de 1100 mm. -------------------------------------------------------------------------------------94

Tabela 5.16 - Planejamento dos testes experimentais --------------------------------------------- 106

Tabela 5.17 - Condições operacionais e percentuais em volume dos componentes do gás

obtido ----------------------------------------------------------------------------------------------------- 110

Tabela 5.18 - Dados experimentais utilizados para o balanço de massa e energia do processo112

Tabela 5.19 - Densidades dos principais componentes do gás gerado nas condições normais116

Simbologia

IGCC Sistemas de gaseificação integrada a ciclos combinados

F.A Fator de ar

PCI Poder calorífico inferior

PCS Poder calorífico superior

Razão ar/combustível real

est

Ar estequiométrico

GLFB Gaseificador de Leito Fluidizado Borbulhante

GLFC Gaseificador de Leito Fluidizado Circulante

JANAF Joint Army-Navy-Air Force

MFIX

Multiphase Flow with Interphase eXchange

ASPEN

Advanced System for Process ENginnering

CSFB

Comprehensive Simulator for fluidized Bed Equipament

Velocidade superficial do gás de fluidização (m/s)

Velocidade mínima de fluidização (m/s)

Velocidade de transporte das partículas (m/s)

Número de Reynolds da partícula

GLP Gás liquefeito de petróleo

TDH TRANSPORT DISENGAGEMENT HEIGHT

IPT Instituto de Pesquisa Tecnológico do Estado de São Paulo

IGT Institute of Gas Technology

fluxo

P∆ :

Queda de pressão do gás através do leito (N/m

)

HL :

Altura do leito nas condições de mínima fluidização (m)

Porosidade do material do leito nas condições de mínima fluidização

Densidade do material sólido do leito (kg/m

)

Densidade do gás (kg/m

)

Aceleração da gravidade (m/s

)

Altura do leito fixo de partículas (m)

Porosidade do material inerte do leito na condição de leito fixo (estacionário)

Viscosidade dinâmica do gás (Pa.s)

Diâmetro da esfera com o mesmo diâmetro que a partícula (m)

Esfericidades das partículas

altura do leito expandido (m)

altura do leito estático (m)

porosidade do leito na condição de mínima fluidização

: porosidade do leito expandido

Diâmetro do menor círculo inscrito ao sólido (mm)

Diâmetro do maior círculo circunscrito ao sólido (mm)

TDH

Altura TDH (m)

Altura dinâmica do leito (m)

leito

Área do leito do reator

Capítulo 1

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

1.1. BIOMASSA

Segundo NOGUEIRA e LORA (2003), o termo biomassa engloba a matéria vegetal

gerada através da fotossíntese e seus derivados, tais como: resíduos florestais, agrícolas,

animais e orgânicos (resíduos industriais, domésticos e municipais), que podem ser utilizados

na produção de energia.

A utilização da biomassa apresenta algumas vantagens em relação aos combustíveis

fosseis, por exemplo, a redução das emissões de gases de efeito estufa através do

aproveitamento direto por meio da combustão da matéria orgânica em fornos ou caldeiras.

Atualmente no Brasil, o recurso de maior potencial para geração de energia elétrica é o

bagaço de cana de açúcar. A grande difusão e alta produtividade alcançada pela lavoura

canavieira têm disponibilizado uma enorme quantidade de matéria orgânica, encontrada na

forma de bagaço e proveniente de usinas e destilarias de cana de açúcar localizadas

principalmente no Estado de São Paulo, maior produtor nacional de cana de açúcar.

As principais tecnologias de aproveitamento energético da biomassa são: combustão

direta, gaseificação, pirólise, digestão anaeróbica, fermentação e transesterificação

Na Combustão direta ocorre a transformação da energia química dos combustíveis em

calor. Os principais equipamentos que utilizam a combustão direta são: fogões, fornos e

caldeiras. A tecnologia de combustão direta é um processo muito prático, porém necessita-se

uma técnica mais eficiente para o aproveitamento da biomassa nesses processos.

A Gaseificação, tecnologia estudada nesse trabalho, trata basicamente de um processo

de conversão de combustíveis sólidos em gasosos, através de reações termoquímicas. O gás

resultante é uma mistura de monóxido de carbono (CO), hidrogênio (H

), metano (CH

dióxido de carbono (CO

) e nitrogênio (N

), cujas proporções percentuais variam de acordo

com as condições operacionais do processo.

A utilização do gás de biomassa apresenta diversos usos alternativos, tais como:

motores de combustão interna e externa, turbinas a gás e a produção de gás de síntese.

A pirólise, também denominada carbonização, ocorre a conversão de um combustível

em outro de melhor qualidade e conteúdo energético. Para exemplificar esse processo,

podemos citar a conversão de uma determinada quantidade de lenha em carvão (principal

combustível gerado).

A vantagem da tecnologia de pirólise está na utilização de resíduos vegetais. Nesse

caso ocorre a compactação de subprodutos agroindustriais, transformando esses resíduos em

briquetes. Os briquetes possuem maiores teores de carbono e poder calorífico, sendo

utilizados com grande eficiência na geração de calor e potência.

Na digestão anaeróbia, assim como a pirólise, ocorre na ausência de ar. Trata-se de um

processo, que ocorre naturalmente com quase todos os compostos orgânicos. Esse processo

consiste na decomposição do material pela ação de bactérias.

Nesse processo ocorre o aproveitamento energético de resíduos orgânicos, por

exemplo, esterco e resíduos industriais. O produto final do processo é o biogás, um composto

de metano (CH

) e dióxido de carbono (CO

), com conteúdo energético em torno de 5.500

kcal/m

Outra importante técnica de aproveitamento da biomassa é o processo de fermentação,

o qual é um processo biológico anaeróbio, em que os açúcares dos vegetais (batata, milho,

beterraba, cana de açúcar dentre outros) são convertidos em álcool, por meio da ação de

microrganismos.

A transesterificação é um processo químico que consiste da reação de óleos vegetais,

tendo como produto final a glicerina e o biodiesel.

1.2. DEFINIÇÃO DE GASEIFICAÇÃO

No processo de gaseificação é possível converter um sólido orgânico em um

combustível gasoso. Os principais componentes resultantes desse processo são monóxido de

carbono (CO), hidrogênio (H

), metano (CH

), dióxido de carbono (CO

) e nitrogênio (N

que variam de acordo com as condições operacionais do processo.

Segundo NOGUEIRA e LORA (2003), a gaseificação ocorre em equipamentos

denominados gaseificadores, que são classificados de maneiras distintas de acordo com os

seguintes parâmetros:

• Poder calorífico do gás: o gás gerado nesses equipamentos pode ser de baixo poder

calorífico (até 5 MJ/Nm

), médio poder calorífico (de 5 a 10MJ/Nm

) e alto poder

calorífico (de 10 a 40MJ/Nm

• Tipo de agente de gaseificação: a utilização do agente oxidante tem influência

primordial na qualidade do gás gerado. Esses agentes oxidantes podem ser ar, vapor e

oxigênio.

• Pressão de trabalho: são divididos em atmosféricos e pressurizados (até 3Mpa).

• Direção do movimento relativo da biomassa e do agente oxidante: são divididos em

leito fixo (contracorrente, concorrente e fluxo cruzados) e leito fluidizados

(borbulhante e circulante).

O gás produzido nos gaseificadores é conhecido como gás pobre, devido a quantidades

de ar inferiores à estequiométrica (mínimo teórico para a combustão), que consequentemente

forma um gás com baixo poder calorífico.

As reações ocorridas no processo de gaseificação são bastante complexas. Em termos

teóricos podemos dividí-las em zonas, conforme veremos a seguir.

Na zona de secagem ocorre a remoção da umidade da biomassa, pois em alguns casos,

como a lenha recém-cortada e o bagaço de cana, apresentam elevada umidade, cerca de 50%,

torna-se necessário remover a umidade para uma faixa de 5 a 25% de umidade, de modo a não

comprometer a composição e o poder calorífico do gás obtido.

A pirólise é uma determinada zona do reator onde ocorre a degradação térmica da

biomassa (volatilização), na ausência total ou quase total de oxigênio. É nessa zona que

ocorre a formação de alcatrões, voláteis e sólidos.

Segundo Bridgwater (1995), a degradação térmica da biomassa em ausência total ou

quase total de agente oxidante ocorre a temperaturas relativamente baixas (500 - 1000ºC),

ocorrendo a transformação em outros combustíveis, frações sólidas, líquidas e gasosas,

constituindo numa mistura complexa de compostos orgânicos.

A combustão no interior no reator tem como principal característica a produção de

dióxido de carbono (CO

) e vapor a partir do carbono da biomassa em reação com oxigênio

do ar. Nesse processo ocorre uma reação exotérmica, liberando uma grande quantidade de

calor com uma temperatura variando entre 700 a 2000ºC.

Na fase de redução, ao contrário da fase de combustão, há ocorrência de uma reação

endotérmica a uma temperatura compreendida entre 800 a 1100ºC.

Estas etapas descritas anteriormente, variam em diferentes regiões do reator (reatores

de leito fixo) ou em um volume como um todo (reatores de leito fluidizado), conforme será

visto em detalhes adiante.

1.3. REAÇÕES QUÍMICAS DO PROCESSO DE

GASEIFICAÇÃO

As reações químicas mais importantes das etapas descritas anteriormente, serão

abordadas a seguir (Equações 1.1 a 1.10):

1.GASEIFICAÇÃO: As reações provenientes dessa etapa são divididas em dois tipos:

reações heterogêneas e homogêneas

• Reações homogêneas:

222

HCOOHCO +↔+

(Reação de Shift) (1.1)

224

H3COOHCH +↔+

(1.2)

• Reações heterogêneas:

CO2COC

↔+

(Reação de Bouduard) (1.3)

HCOOHC +↔+

(Reação de gás de água ou reação carbono-vapor) (1.4)

CHH2C ↔+

(Reação de formação do metano) (1.5)

2.OXIDAÇÃO DO CARBONO

COO

↔+

(1.6)

COOC ↔+

(1.7)

3.PIRÓLISE

iscondensávealcatrãogasescoquecalorBiomassa

⇒

(1.8)

4.OXIDAÇÃO PARCIAL DOS PRODUTOS DA PIRÓLISE

22242

H CO O )CH H (CO

↔

(1.9)

5.CRAQUEAMENTO DO ALCATRÃO

CH COCOcalor vaporAlcatrão

↔

(1.10)

Segundo NOGUEIRA e LORA (2003), essas equações estão longe de retratar a

complexidade do processo. No entanto, através delas pode-se realizar importantes análises do

processo:

•

De acordo com as equações (1.1), (1.2) e (1.4), quando introduzimos 30% de vapor de

água ao ar (agente oxidante), aumentamos o teor de hidrogênio (H

) e monóxido de

carbono (CO) no gás obtido.

•

Conforme equação (1.5), o aumento da pressão favorece a formação do metano (CH

)

devido a diminuição do número de moles dos reagentes para o produto.

1.4. TIPOS DE GASEIFICADORES

Segundo Ciferno (2002), os reatores utilizados nos processos de gaseificação são

classificados conforme a pressão de trabalho em baixa pressão ou pressurizados, e segundo o

tipo de leito (fixo e fluidizado).

1.4.1. Gaseificadores de Leito Fixo

Na gaseificação em leito fixo a matéria a ser gaseificada se move por ação da

gravidade, isto é, apresenta um movimento descendente no interior do reator. Os

gaseificadores de leito fixo são divididos em contracorrente, concorrente e fluxo cruzado.

Esta tecnologia apresenta vantagens para a conversão de biomassa em pequena escala,

além de apresentar elevada eficiência energética. Esses gaseificadores são sistemas simples

podendo trabalhar com combustíveis de alta densidade e baixa granulometria (10-100 mm),

tais como cavacos de madeira e carvão.

1.4.1.1. Gaseificador Contracorrente (“Updraft”)

Esses gaseificadores são de tecnologia antiga e relativamente simples. A alimentação

do combustível (biomassa) é realizada por um silo localizado na parte superior do reator.

Após a passagem no silo, a biomassa flui para parte inferior do reator, onde ocorre a injeção

de ar, e em seguida a extração do gás pela parte superior do gaseificador. A temperatura de

saída do gás está em torno de 250°C a 400°C, variando com a temperatura na zona de

combustão, com a altura da zona de pirólise e com a umidade da biomassa (Olade, 1987).

Os gaseificadores do tipo “updraft” (Figura 1) possuem elevada eficiência térmica,

porém necessita de um eficiente sistema limpeza, devido à produção de um gás de baixa

qualidade. Um gás de baixa qualidade apresenta elevados teores de alcatrão e particulados,

havendo restrições com relação ao uso em motores de combustão interna e outros

equipamentos. Portanto, a grande utilidade do gás extraído nesses equipamentos está

relacionada ao fornecimento de energia térmica (aquecimento doméstico e utilizações em

indústrias).

Figura 1 - Gaseificador de leito fixo do tipo contracorrente (QUAAK et. Al.1999)

1.4.1.2. Gaseificador concorrente (“Downdraft”)

A alimentação da biomassa nestes gaseificadores ocorre na parte superior do

equipamento, assim com nos gaseificadores do tipo contracorrente. As diferenças destes

modelos em relação ao “updraft” estão na injeção de ar e na extração do gás de biomassa. Nos

gaseificadores do tipo concorrente (Figura 2) o ar é introduzido pela lateral ou pelo topo dos

reatores, já a extração é realizada na parte inferior do reator, com temperatura próxima dos

700°C (Olade,1987).

Outra importante diferença nestes gaseificadores diz respeito às zonas de reação no

interior do reator, observa-se a troca de posição das zonas de combustão e de redução se

comparado com os gaseificadores do tipo contracorrente (“updraft”).

Este reator apresenta uma distribuição uniforme da temperatura, baixo custo

operacional e alta eficiência no craqueamento de alcatrão. A alta eficiência no craqueamento

do alcatrão é conseqüência da redução da garganta na zona de combustão, produzindo um gás

de melhor qualidade, que pode ser utilizado em motores de combustão interna.

As desvantagens desses equipamentos estão na capacidade limitada, cerca de 580kW,

devido a redução do diâmetro da garganta e produção de um gás com o alto teor de cinzas e

fuligem. Outra desvantagem dessa tecnologia é a sensibilidade a umidade, que prejudica a

eficiência térmica e o poder calorífico do gás gerado.

Figura 2 – Gaseificador de leito fixo do tipo concorrente (QUAAK et. al.1999)

1.4.1.3. Gaseificador de Fluxo Cruzado (“Cross-Flow”)

Nestes gaseificadores a alimentação da biomassa ocorre na parte superior do

gaseificador, isto é, processo similar aos gaseificadores do tipo contracorrente e concorrente.

A injeção de ar é realizada no lado oposto ao da extração do gás de biomassa, o gás produzido

é extraído a uma temperatura próxima dos 900°C.

Com relação a qualidade dos gás, sabe-se que o gaseificador de fluxo cruzado (Figura

3) produz um gás de baixo poder calorífico e com grande quantidade de voláteis se

comparado com os demais gaseificadores.

Figura 3 - Gaseificador de leito fixo do tipo fluxo cruzado (Olofsson, 2005)

1.4.2. Gaseificadores de Leito Fluidizado

Há muitos anos os gaseificadores de leito fluidizado são utilizados na conversão

termoquímica da turfa. Atualmente, esses equipamentos utilizam como combustíveis bagaço

de cana, casca de arroz, serragem etc. Estes equipamentos têm como característica principal a

utilização de um material inerte com granulometria média de 250

m. A principal função do

inerte no leito é possibilitar um melhor contato entre sólido-gás, aumentar as taxas de reação e

consequentemente, aumentar a eficiência do processo.

Diferentemente dos gaseificadores de leito fixo, os gaseificadores de leito fluidizado

são adequados à conversão de uma maior quantidade de biomassa (até 20 ton/h). Estes

equipamentos apresentam ampla aplicação em sistemas de gaseificação integrada a ciclos

combinados (IGCC).

1.4.2.1. Gaseificador de Leito Fluidizado Borbulhante

Estes equipamentos possuem baixa conversão de carbono e menor eficiência do

processo se comparado com os gaseificadores de leito circulante.

A alimentação da biomassa nestes gaseificadores é realizada sobre a placa de

distribuição, que é a responsável pela introdução de ar no interior do equipamento. A

temperatura de operação desses reatores está entre 700°C a 900°C, o controle de temperatura

é realizada mediante a variação da relação ar/combustível do processo.

A figura 4 mostra um esquema de um gaseificador de leito fluidizado borbulhante,

nesses reatores o gás produzido é extraído no topo, onde se encontra um ciclone para separar a

areia e as cinzas contidas no gás.

Figura 4 - Gaseificador de leito fluidizado borbulhante (Olofsson, 2005)

1.4.2.2. Gaseificador de Leito Fluidizado Circulante

Nos gaseificadores de leito fluidizado circulante ocorre uma recirculação de partículas

sólidas, conforme mostrado na figura 5. Neste tipo de reator ocorre uma maior conversão de

carbono, devido ao maior tempo de residência das partículas combustíveis no reator. Outra

característica importante nesses reatores diz respeito a maior eficiência e a maior capacidade

especifica.

Figura 5 - Gaseificador de leito fluidizado circulante (Olofsson, 2005)

1.5. QUALIDADE E LIMPEZA DO GÁS DE BIOMASSA

O gás produzido no processo de gaseificação contém monóxido de carbono (CO),

hidrogênio (H

) e metano (CH

), sendo esses componentes fundamentais na determinação do

poder calorífico do gás obtido. Além destes componentes citados acima, o gás gerado no

processo contém diversos outros gases inertes, tais como: dióxido de carbono (CO

nitrogênio (N

), vapor d’água, etc.

As impurezas contidas no gás gerado são verdadeiros “vilões” no processo de

gaseificação. Esses contaminantes quando não removidos, causam graves problemas nos

equipamentos que utilizam o gás como combustível.

Um dos maiores contaminantes presentes no gás de biomassa é o alcatrão, esse

composto é constituído de uma complexa mistura de hidrocarbonetos condensáveis,

principalmente aromáticos.

Segundo Guigon e Large (1990), o teor de alcatrão e particulados no gás obtido

através do processo de gaseificação, pode variar de acordo com tipo de reator utilizado na

produção do gás (Figura 6).

Figura 6 - Concentração de alcatrão e particulados no gás produzido em diferentes

gaseificadores (Guigon e Large, 1990)

Segundo Devi at. all. (2003), os métodos de remoção do alcatrão podem ser

classificados em: primários e secundários. Nos métodos primários ocorre um tratamento

interno ao gaseificador, com intuito de prevenir ou converter o alcatrão. A figura 7 mostra um

esquema de gaseificação com utilização de métodos primários de redução de alcatrão.

Figura 7 - Métodos Primários (DEVI et.al.,2003).

Os secundários são métodos de tratamento onde o alcatrão é removido após o

gaseificador. Esses métodos podem ser químicos ou físicos, podendo ser divididos em:

craqueamento (térmico ou catalítico) e métodos mecânicos, conforme mostra a figura 8.

Figura 8 - Métodos Secundários (DEVI et. al.,2003).

O craqueamento catalítico é um método de remoção de alcatrão muito eficiente devido

à utilização de catalisadores, tais como: dolomita, silicato de ferro e compostos de níquel.

O método de craqueamento térmico sofre redução na eficiência térmica do processo e

apresenta a necessidade de uma energia adicional. Essa energia adicional se trata basicamente

da injeção de um pequeno volume de ar, para manter a combustão e alcançar a temperatura de

craqueamento do alcatrão.

Os métodos mecânicos são sistemas compostos de ciclone, filtros de mangas, filtros

cerâmicos, lavadores de gases e separadores. Esses métodos apresentam grande eficiência na

remoção do alcatrão, no entanto, podem ser considerados inviáveis em casos que utilizam

água como fluido de limpeza. A água utilizada nesse processo se torna um efluente de difícil

tratamento e descarte, sendo mais adequada a utilização de outros métodos.

1.6. INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS OPERACIONAIS NO

GÁS PRODUZIDO

Segundo Narváez (1996), há uma grande influência dos parâmetros operacionais na

qualidade do gás gerado. Os principais parâmetros operacionais estudados são: agente de

gaseificação, fator de ar, temperatura do leito, teor de alcatrão, percentual de cada

componente do gás obtido e seu poder calorífico (PCI e PCS).

1.6.1. Fator de ar

O fator de ar é definido como a relação entre a razão ar/combustível real (

) e o ar

estequiométrico (

est

), conforme visto na equação 1.11.

est

(1.11)

Esse parâmetro é muito importante na operação de um reator, na bibliografia

encontramos valores de fator de ar entre 0,2 e 0,4 (Gómez, 1996).

Paasen (2004) comprovou a influência do fator de ar na temperatura do leito e do

freeboard em operações com gaseificadores de leito fluidizado borbulhante atmosférico

utilizando o ar como agente oxidante e lenha como biomassa (figura 9).

700

750

800

850

900

950

1000

0.22 0.23 0.24 0.25 0.26 0.27 0.28 0.29 0.3

Fator de ar

Temperatura (°C)

Temp. do leito Temp. do freeboard

Figura 9 - Variação da Temperatura do leito em relação ao fator de ar (adaptado Paasen,

2004)

1.6.2. Temperatura do leito

A temperatura do leito é um parâmetro de grande influência na operação dos

gaseificadores, assim como na qualidade final do gás obtido. Tendo em vista a sua

importância, muitos pesquisadores têm se dedicado ao estudo desse parâmetro. A Tabela 1.1

mostra a influência da temperatura em operações realizadas com casca de arroz em

gaseificadores de leito fluidizado borbulhante atmosférico.

Tabela 1.1 - Principais parâmetros relacionados a operação e a qualidade do gás obtido

Característica Fonte

Andrade (2003)

Jiang (2003) Sanches (1994)

Ferrero (1989)

Eficiência [%] n.d. 43 63-67

Temperatura de operação do

leito [°C]

780 550-770 759 721-871

Alimentação [kg/h] n.d. 25 n.d. 75-105

Velocidade superficial [m/s]

n.d. 0,495 0,75 n.d.

Fator de ar 0,21 0,122 0,55 n.d.

Agente fluidizante ar ar ar n.d.

Composição do gás gerado

% (Vol.)

n.d. n.d. n.d. 61,19

n.d. 1,67 n.d. n.d.

CO 14 14 11,7 12,31

n.d. 14 n.d. 13,62

2,4 2,2 4,3 5,46

5 4,74 2,8 5,99

n.d. n.d. n.d. 1,13

PCI [MJ/Nm³] 3,8 4 4 4,1-6,2

n.d. não determinado ou reportado

1.6.3. Teor de alcatrão no gás obtido

O alcatrão proveniente do gás de biomassa é uma complexa mistura de hidrocarbonetos

condensáveis que contém principalmente, compostos poliaromáticos. Segundo Nordgreen

(2006), o alcatrão é definido como todo contaminante orgânico com peso molecular superior

ao do benzeno.

A importância desse parâmetro operacional está relacionada diretamente a qualidade do

gás gerado, pois na verdade, os altos teores de alcatrão danificam os equipamentos e reduz sua

vida útil.

Estudos realizados comprovam a influência da temperatura de operação no teor de

alcatrão contido no gás. Segundo Paasen (2004), testes experimentais utilizando madeira

como biomassa constataram uma queda significativa no teor de alcatrão em operações com

temperaturas próximas de 820°C. Contudo, é importante ressaltar que não é aconselhável

operar com temperaturas acima dos 850°C, pois elevadas temperaturas de operação

ocasionam paradas do sistema devido a fusão das cinzas com material inerte do leito.

1.6.4. Composição do gás obtido

Os principais componentes contidos no gás de biomassa são monóxido de carbono

(CO), hidrogênio (H

), metano (CH

), os inertes dióxido de carbono (CO

) e nitrogênio (N

com presença de C

, C

e C

. O percentual em volume desses componentes contidos

no gás gerado é influenciado pelas condições operacionais do processo.

Segundo Lv at. all. (2004), há influência da temperatura, do fator de ar e do tamanho

médio da partícula de biomassa na composição em volume do gás obtido. Na figura 10,

observa-se a influência do fator de ar na composição percentual em volume do gás produzido

em operação com casca de arroz com o gaseificador de leito fluidizado borbulhante do

NEST/IEM/UNIFEI.

0,21 0,23 0,25 0,27 0,29 0,31

Fator de ar

CO, CH4 e H2 (% vol.)

CO CH4 H2

Figura 10 - Influência do fator de ar na composição percentual em volume do gás obtido

(Aguiar, 2003)

1.6.5. Agente oxidante

O agente oxidante utilizado nos gaseificadores de leito fluidizado tem grande

influência na qualidade final do gás obtido. Esse agente fluidizante, como também é chamado,

influência no poder calorífico, na composição percentual, no teor de alcatrão, assim como na

operação desses equipamentos.

Os principais agentes oxidantes utilizados nos gaseificadores são ar, o vapor ou o

oxigênio puro. Na tabela 1.3, mostramos a influência do agente oxidante e da pressão do

reator na qualidade final do gás produzido, em especial o poder calorífico do gás (PCI).

Tabela 1.2 - Influência do de agente oxidante e da pressão de operação na qualidade do gás

obtido ( NOGUEIRA E LORA,2003)

Agente de gaseificação Ar Vapor de água Oxigênio

Pressão de operação Atmosférico Atmosférico Pressurizado

Poder calorífico (MJ/Nm

) 4-6 10-18 8-14

1.7 PLANTAS DE GASEIFICADORES DE LEITO

FLUIDIZADO

Neste item observam-se algumas características construtivas e operacionais de algumas

plantas de gaseificadores de Leito Fluidizado borbulhante (GLFB) e Circulante (GLFC)

existentes em todo mundo (Tabelas 1.4 e 1.5).

Tabela 1.3 - Algumas plantas de GLFB e suas características (National Energy Technology

Laboratory, 2002)

Equipamento/

pressão

operação

Agente

oxidante

Temperatura

(°C)

Combustível

(Consumo)

Poder

Calorífico

(MJ/Nm

)

Fabricante

GLFB

atmosférico

Ar 650

Madeira (100

t/dia)

5,6

EPI –Energy

products of

Idaho

GLFB

pressurizado (15

bar)

, vapor 700-900

Madeira/

(50 t/dia)

5,52 Stein

GLFB

pressurizado

(20-23 bar)

Ar, vapor 850-950

Madeira

(45t/dia)

4 a 6 Tampella

Tabela 1.4 - Algumas plantas de GLFC e suas características (National Energy Technology

Laboratory, 2002)

Equipamento/

pressão

operação

Agente

oxidante

Temperatura

(°C)

Combustível

(Consumo)

Poder

Calorífico

(MJ/Nm

)

Fabricante

GLFC

atmosférico

Ar 700-950

Madeira

(9t/dia)

4-7

TPS - Termiska

Processer

GLFC

atmosférico

Ar 850-900

Resíduos

florestais

(45-100t/dia)

4,5-5,5 Aerimpianti

GLFC

atmosférico

Ar 800

Casca de

Madeira

(84-108t/dia)

5,8 Lurgi

1.8 MODELOS DE LEITO FLUIDIZADOS

A modelagem de um processo não é uma tarefa fácil, já que se espera que o modelo

seja o mais fiel possível a realidade e represente um determinado fenômeno sem grandes

desvios. Todavia, para que seja possível a idealização de um modelo há a necessidade de se

fazer algumas considerações, pois do contrário, a solução do problema seria extremamente

complexa.

Sendo assim, os modelos podem assumir hipóteses como o regime permanente;

restrições na dimensão do problema, por exemplo, ser unidimensional; fluido incompressível;

regime laminar; entre outros.

A evolução tecnológica tem ajudado no desenvolvimento de modelos mais complexos

e mais abrangentes. O tempo de processamento, que é um dos grandes limitantes dos

modelos, tem sido reduzido com o aparecimento de computadores cada vez mais velozes.

Nos últimos anos, como conseqüência dessa evolução, começaram a ser

disponibilizados diferentes pacotes comerciais que utilizam o método de volumes finitos

como, por exemplo, o CFX, o FLUENT e o ASPEN, os quais permitem a modelagem de

diferentes fenômenos envolvendo mecânica dos fluidos, transferência de calor e combustão.

Os métodos que envolvem processo de conversão termoquímica (combustão e

gaseificação) são complexos necessitando algumas vezes da introdução de constantes

cinéticas ou ainda rotinas especificas, como no caso de modelos de volatilização.

Especificamente para o caso da gaseificação existe um pacote comercial denominado

de CSFB - Comprehensive Simulator for Fluidized Bed Equipment que se propõe a modelar

reatores de leito fluidizado, tais como caldeiras e gaseificadores.

Neste trabalho pretende-se avaliar a capacidade desse software em modelar

gaseificadores de leito fluidizado borbulhante através da comparação de resultados

experimentais e dos resultados gerados pelo software.

1.8.1. Modelos de gaseificação em Leito Fluidizado

Muitos pesquisadores têm se dedicado ao estudo e desenvolvimento de modelos de

gaseificadores, seja eles de leito fixo ou leito fluidizado, os quais são complexos devido aos

fenômenos envolvidos no funcionamento desses equipamentos. Sabe-se que o comportamento

do processo de gaseificação depende de muitos fatores, por exemplo: tipo de material

envolvido no processo, temperatura e pressão de operação, tempo de residência do sólido e do

gás no reator e taxa de alimentação ar/biomassa.

Segundo Ergudenler (1997), para se realizar a modelagem de um reator químico é

fundamental entender e representar a natureza física e hidrodinâmica do sistema, para depois

inserir parâmetros cinéticos e químicos.

Buekens (1984) apresentou em seu trabalho uma ampla revisão bibliográfica e

classifica os modelos em várias classes, como descrito a seguir:

Modelo de equilíbrio: O reator é considerado uma “caixa” com informações de

entrada de ar e combustível. A composição do gás é calculada com uma temperatura de

reação constante, utilizando-se reações de equilíbrio homogêneas ou heterogêneas. Quando

todas as substâncias envolvidas no equilíbrio se encontram no mesmo estado físico diz-se que

há um equilíbrio homogêneo. Analogamente, o equilíbrio onde estão envolvidas mais de uma

fase é chamado de equilíbrio heterogêneo.

Modelo cinético: O reator é dividido em regiões, onde cada região se encontra em

equilíbrio químico, e a temperatura é determinada pelo balanço de energia dessas regiões,

separadamente.

Modelo estacionário ou em regime permanente: Este modelo tem como base as

equações governantes por espécie química, energia na fase sólida e energia na fase gasosa

com termos transientes desprezíveis. Alguns modelos consideram a mesma temperatura do

gás e do sólido.

Modelo semi-transiente: Os termos transientes nas equações governantes são

calculados supondo um estado pseudo - estacionário, tendo como base a hipótese de regime

permanente.

Modelo transiente: As equações governantes são utilizadas sem simplificações.

Cousins (1978) elaborou um modelo simplificado, no qual foi assumido que a reação

fundamental na zona de redução é a reação de Boudouard havendo algumas hipóteses

simplificadoras, tais como:

• O combustível é formado apenas de C, H, O e N;

• O enxofre e as suas reações são desprezíveis;

• Todo nitrogênio entrando na zona de redução, sai na forma de N

;

• A reação de formação de amônia (NH

) é desprezada;

• Todo o carbono e hidrogênio são convertidos em CO

e H

O na zona de oxidação.

Adicionalmente outros tipos de modelos são encontrados na literatura, por exemplo:

• Modelo Termodinâmico ( Double, 1989; Bacon ,1985)

• Modelo de fase única (Prudy, 1981; Carman e Amudson, 1979)

• Modelo de duas ou três fases (Van den Aaren, 1986)

• Modelo transiente (Weimer e Clough, 1981)

A maioria dos modelos de duas fases em leitos fluidizados podem ser divididos em

duas regiões: fase de baixa densidade e fase de alta densidade.

Nos modelos de três fases há um comportamento combinado gás-sólido. Estes

modelos têm sido aplicados em estudos da combustão do carvão em leito fluidizado operando

em regime permanente (Chen, 1977).

Kaupp (1984) identificou seis características dos combustíveis que afetam diretamente

a qualidade do gás produzido, são eles:

• Forma física e estrutura da partícula combustível;

• Umidade;

• Teor de voláteis;

• Conteúdo de cinza;

• Composição da cinza;

• Poder calorífico.

Com relação ao modelo de equilíbrio, podemos citar o programa STANJAN

(Reynolds, 1986), que é escrito em FORTRAN e foi desenvolvido por Reynolds na

Universidade de Stanford e empregado na Joint Army-Navy-Air Force (JANAF) (Stull e

Prophet, 1971). Este programa pode calcular o equilíbrio entre múltiplas fases, além de

fornecer um eficiente algorítmo para minimizar a energia livre de Gibbs nas misturas.

O Chemkin é um pacote adicional de subrotinas do FORTRAN, que facilita a

modelagem de reações químicas (Kee, 1980). A aplicação dessas subrotinas é de grande

interesse em aplicações onde se utiliza cálculos termodinâmicos e problemas envolvendo

cinética química.

Outro modelo de finalidade hidrodinâmica, que descreve reações químicas e

transferência de calor em escoamentos densos ou diluídos, é conhecido como MFIX –

“MULTIPHASE FLOW WITH INTERPHASE EXCHANGE” (Syamlal, 1994). Este modelo

calcula detalhadamente dados relacionados à pressão, temperatura, composição e a

distribuição de velocidade nos reatores.

Alguns trabalhos de modelagem têm sido realizados utilizando o ASPEN

(“ADVANCED SYSTEM FOR PROCESS ENGINNERING”), esta ferramenta de

modelagem foi desenvolvida pelo Instituto de Tecnologia da Universidade de Massachusets.

O ASPEN, de acordo com o DOE - United States Department of Energy, simula

processos de conversão de carvão vegetal servindo como ferramenta de modelagem química,

geração de potência e outros processos (Sotudeh-Gharebaagh, 1997). O “ASPEN PLUS” é

amplamente utilizado em projetos na indústria química, devido a sua capacidade de simular

variados processos.

O CSFB – “COMPREHENSIVE SIMULATOR FOR FLUIDIZED BED

EQUIPMENT” (Souza Santos, 2001) é um modelo gás-sólido, em regime permanente e

unidimensional. Esse pacote comercial faz uso da fluidodinâmica, da transferência de calor e

da cinética química.

Maiores detalhes relacionados ao princípio de funcionamento, restrições, hipóteses do

modelo e comparação com resultados experimentais obtidos na planta do NEST/IEM/UNIFEI

serão abordados no decorrer deste trabalho.

Capítulo 2

FLUIDIZAÇÃO

2.1. INTRODUÇÃO

Como visto anteriormente, os reatores de leito fluidizado são divididos em leito

fluidizado borbulhante e circulante.

Os primeiros trabalham com menores velocidades de fluidização, maiores tamanhos de

partícula e baixo tempo de residência no interior do reator. Com relação a seu desempenho,

podemos afirmar que esses gaseificadores apresentam certo limite no que se refere a liberação

de potência por unidade de área.

Os gaseificadores de leito fluidizado circulante operam com velocidades mais altas e

maiores taxas de recirculação de particulados, que de certo modo ocasiona em um maior

tempo de residência das partículas no interior do reator, consequentemente um aumento de

sua eficiência.

Segundo Geldart (1973), a fluidização do leito depende do agente oxidante, da

velocidade de fluidização e do tamanho e forma das partículas. Nos próximos itens desse

capítulo, realizam-se uma abordagem relacionada às etapas de fluidização e as principais

características fluidodinâmicas aplicadas a reatores de leito fluidizado.

2.2. ETAPAS DE FLUIDIZAÇÃO

Segundo Souza-Santos (1996), a velocidade superficial de mínima fluidização (V

)

constitui-se um importante parâmetro, pois permite verificar se as condições de fluidização no

leito de partículas sólidas foram sido alcançadas ou não.

Durante o aumento da velocidade superficial do gás no interior do reator, encontramos

diferentes comportamentos ao longo da fluidização. Estas etapas serão abordadas ao longo

desse item, tendo como base o gráfico da figura 11.

Figura 11 - Variação da perda de carga no leito em função da velocidade superficial (adaptado

Rhodes (1998))

Primeira Etapa: Esta etapa consiste de um leito fixo (estático), ou seja, as partículas contidas

no interior do reator sofrem um aumento progressivo da força de arraste, consequentemente,

ocorre um aumento de perda de pressão ao longo do leito. Este fenômeno acontece devido ao

aumento da velocidade superficial das partículas. Na verdade, com o aumento da velocidade

superficial, as partículas tendem a apresentar uma menor resistência ao escoamento,

ocorrendo uma expansão quase uniforme do leito. Um dos fenômenos ocorridos no início da

fluidização está relacionado ao peso efetivo das partículas contidas no interior do reator, sabe-

Queda de

pressão

(

∆

)

Velocidade superficial do gás (

)

1° etapa 2° etapa 3° etapa

se que ao iniciar o processo de fluidização, as forças de arraste do gás em movimento estão

em equilíbrio com o peso efetivo das partículas. Uma forma matemática para descrever esse

processo será mostrada conforme a equação 2.1 (Kunii e Levenspiel (1977)).

gHLP

gsmfmffluxo

))(1(

ρρε

−−=∆

(2.1)

Onde:

fluxo

P∆

Queda de pressão do gás através do leito (N/m

)

Altura do leito nas condições de mínima fluidização (m)

Porosidade do material do leito nas condições de mínima fluidização

Densidade do material sólido do leito (kg/m

)

Densidade do gás (kg/m

)

Aceleração da gravidade (m/s

)

No caso de mínima fluidização, a equação 2.1 pode ser simplificada, conforme

mostrada a equação 2.2.

gsmf

fluxo

))(1(

ρρε

−−=

∆

(2.2)

Para uma queda de pressão num leito fixo de partículas não esféricas e tamanhos iguais,

podemos definir a formulação conforme a equação de Ergun (equação 2.3).

)(

)()1(

75,1

)(

)()1(

150

pef

sggf

pef

sggf

fluxo

φε

υρε

φε

υµε

−

≅

∆

(2.3)

Onde:

Altura do leito fixo de partículas (m)

Porosidade do material inerte do leito na condição de leito fixo (estacionário)

Viscosidade dinâmica do gás (Pa.s)

Velocidade superficial do gás de fluidização (m/s)

Diâmetro da esfera com o mesmo diâmetro que a partícula (m)

Esfericidades das partículas

Muitos materiais além de não esféricos, possuem diferentes tamanhos de partículas,

sendo necessária a determinação da granulometria, para em seguida determinar seu diâmetro

médio equivalente de partícula (D

). Para este caso, é necessário substituir o d

pelo D

equação 2.3.

A combinação das equações 2.1 e 2.3, obtém-se a equação de Ergun (equação 2.4).

)(

)1(150

)(

75,1

gsgp

gmfp

gDDD

ρρρ

ρυ

φε

ρυ

φε

−













(2.4)

Onde:

:Re













≡

gmfp

pmf

ρυ

Número de Reynolds da partícula na condição de mínima

fluidização

)(

gsgp

ρρρ

−

Número de Arquimedes para o sistema bifásico (gás-sólido)

Nas condições de mínima fluidização, com intuito de simplificar ainda mais a equação

2.4 (equação de Ergun). Foram sugerido por Wen e Yu as seguintes relações (equações 2.5 e

2.6), para casos onde os valores de

sejam desconhecidos, ou somente um deles seja

conhecido.

)(

≅

φε

(2.5)

)(

)1(

≅

−

φε

(2.6)

Substituindo as relações propostas por Wen e Yu (1966) na equação 2.4, obtém-se as

seguintes equações simplificadas.

1650

)(

gsp

ρρ

−

Velocidade superficial mínima de fluidização para

pequenas partículas, com 20Re <

pmf

(2.7)

5,0

5,24

)(













−

gsp

ρρ

Velocidade superficial mínima de fluidização para

grandes partículas, com 100Re >

pmf

(2.8)

Para uma ampla variedade de partículas, válida para toda faixa de números de

Reynolds, temos:

5,0

)(

gsgP

mfgp

−













−

ρρρ

υρ

(2.9)

Onde: Segundo Gómez (1996), c

e c

são constantes obtidas experimentalmente, que

englobam os valores esfericidade e porosidade do material (tabela 2.1).

Tabela 2.1 – Constantes obtidas experimentalmente

Referência Bibliográfica

32,09 0,0415 Santana e D’ Ávila (1986)

33,70 0,0408 Wen e Yu (1966)

25,25* 0,0651* Souza- Santos (1996)

*Especificamente para carvão mineral

Segunda Etapa: Após uma expansão quase uniforme do leito é atingida a velocidade mínima

de fluidização (V

). Nesta etapa apresentamos certo equilíbrio entre a força exercida sobre o

gás e o peso das partículas no interior do leito. No gráfico da figura 11, mostra o

comportamento constante da perda de carga, embora haja um aumento da velocidade

superficial, este estágio é tratado segundo a literatura como fluidização incipiente. Um

importante fenômeno surgido nesta etapa é a ocorrência de uma disposição bifásica ao longo

do reator, essa disposição bifásica consiste de uma fase de emulsão (fase densa) e uma fase de

bolhas (fase diluída).

Terceira Etapa: Com o aumento da velocidade superficial, atingimos a velocidade de

transporte das partículas (V

), após ultrapassar essa velocidade passamos de regime

borbulhante para turbulento. Essa etapa consiste um aumento brusco da quantidade de

partículas transportadas, razão pela qual, chamamos de regime de transporte pneumático.

2.2.1. Velocidade Terminal

Em leito fluidizado bifásico (gás-sólido), sabe-se que as partículas sólidas se

movimentam sem conservar uma posição definida. Segundo Gómez (1996), este estado

fluidodinâmico é caracterizado por ter uma velocidade superficial superior à velocidade

superficial de mínima fluidização e inferior à velocidade terminal de uma partícula ou do

conjunto das mesmas, caracterizadas pelo diâmetro médio equivalente (d

Segundo Kunii e Levenspield (1977), define a velocidade terminal como a máxima

velocidade do gás que limita o leito fluidizado, ou seja, a velocidade da partícula que produz a

sua elutriação do reator.

Para se determinar na prática a velocidade terminal das partículas de um material sólido

qualquer, é utilizado o método da medida de velocidade da corrente do fluido necessária para

se equilibrar a partícula sólida ou o conjunto das mesmas, mantendo-as suspensas nesta

corrente gasosa (Gómez, 1996).

A velocidade terminal de uma partícula ou do conjunto delas pode ser determinada

teoricamente, através do uso de diferentes equações que relacionam as propriedades físicas do

material sólido e do gás que o percorre. Souza-Santos (1996) utiliza o seguinte cálculo

interativo para se estimar a velocidade terminal de partículas esféricas.

1. Determinar o número de Reynolds da partícula (Re

)

tgp

=Re

(2.10)

2. Determinamos a fórmula de velocidade terminal a ser utilizada tomando como base o

número de Reynolds da partícula (Re

)

3/1

225

)(4













−

µρ

ρρ

Para 0,4 <Re

<500 (2.11)

pgp

ρρ

)(

−

Para Re

<0,4 (2.12)

5,0

)(1,3













−

pgp

ρρ

Para Re

>500 (2.13)

2.2.2. Altura do Leito Expandido

A altura de leito expandido pode ser estimada através da equação 2.14. Segundo

Gómez (1996), está expressão pode ser utilizada devido a falta de dados do sistema sólido-gás

nas condições de mínima fluidização.













−

(2.14)

Onde:

: altura do leito expandido mm

H :

altura do leito estático mm

porosidade do leito na condição de mínima fluidização

porosidade do leito expandido

Segundo McCabe (1991), o valor da porosidade do leito na condição de mínima

fluidização (

), para partículas esféricas, está compreendido entre 0,4 e 0,45, aumentando,

ligeiramente, ao diminuir o diâmetro da partícula. Detalhes referentes ao cálculo desse

parâmetro são abordados no capitulo 5 desse trabalho.

2.3. PRINCIPAIS CARACTERÍSTICAS DAS PARTÍCULAS

ENVOLVIDAS NA FLUIDIZAÇÃO

As características físicas das partículas envolvidas na fluidização são importantes

parâmetros avaliados no processo. A importância dessas características está intimamente

ligada à fluidodinâmica dos reatores. Como principais características físicas das partículas,

têm-se:

•

Densidade das partículas (kg/m

): A densidade é definida como a razão entre a massa

de uma partícula e o seu volume hidrodinâmico (equação 2.15). Este volume

hidrodinâmico da partícula inclui o volume de todos os poros abertos e fechados

(figura 12).

Figura 12 - Volume hidrodinâmico de uma partícula (Rhodes (1998))

partícula da icohidrodinâm volume

partícula da massa

partícula de Densidade =

(2.15)

•

Densidade verdadeira da partícula: razão entre massa da partícula e o volume ocupado

por ela (equação 2.16).

particula cadapor ocupado volume

partícula da massa

partícula da a verdadeirDensidade =

(2.16)

•

Esfericidade das partículas (

): Segundo Peçanha e Massarani, (1980) (citado por

Gómez (2002)), uma definição que obtém resultados satisfatórios estabelece a seguinte

definição de esfericidade (

(2.17)

Onde:

d :

Diâmetro do menor círculo inscrito ao sólido (mm)

d :

Diâmetro do maior círculo circunscrito ao sólido (mm)

Na Figura 13 mostra-se uma foto do material inerte obtida em um microscópio de varredura

(Gómez, 2002).

Figura 13 - Representação dos diâmetros (

d e

d ) na partícula (Gómez 2002).

•

Granulometria das partículas: Devido as formas irregulares das partículas, há

necessidade de terminar a granulometria dessas partículas. A distribuição do tamanho

das partículas é determinada através da porcentagem de massa retida na peneira

levando em conta os diâmetros dos orifícios de cada peneira.

•

Diâmetro médio (

d ): O diâmetro médio de uma partícula é uma importante

definição, tendo em vista a dificuldade da caracterização dimensional do material. O

diâmetro médio (

d ) é determinado da seguinte forma (Kunii e Levenspiel 1977):

−













∑

d (2.18)

Onde:

d :

Diâmetro médio das partículas retidas entre uma peneira e a sua subseqüente

(mm)

x : Fração mássica das partículas com diâmetro médio igual a

2.4. FRAÇÃO DE VAZIOS NO LEITO

A fração de vazios representa os espaços vazios existentes entre as partículas sólidas

que formam o leito. Sabe-se que esse parâmetro depende do tipo, tamanho e da disposição

dessas partículas no leito. A fração de vazios no leito (

) pode ser determinada da seguinte

forma:

−

(2.19)

Onde:

Volume do leito (m

)

V :

Volume dos sólidos (m

)

O volume do leito (

) é representado por:

AHV

(2.20)

Onde:

Altura do leito (m)

A: Seção transversal do leito (m

)

Tendo a massa das partículas (

), a densidade do leito (

) é calculada da seguinte

forma:

(2.21)

Com a densidade dos sólidos (

) e massa das partículas (

), obtém-se o volume dos

sólidos (

V ), este volume corresponde ao espaço que as partículas ocupariam caso não

existisse espaço vazio entre elas. Desse modo determina-se à fração de vazios em termos de

densidade do leito e partículas:

−=

(2.22)

2.5. CLASSIFICAÇÃO DAS PARTÍCULAS

Tendo em vista as diversas quantidades de partículas, sabe-se que nem todas elas

podem ser fluidizadas de forma eficiente. Muitas variáveis, tais como densidade e tamanho

médio das partículas tendem a apresentar diferentes padrões no processo de fluidização.

Geldart (1973) caracterizou as partículas pelas suas diferenças de densidade

(

gásp

ρρ

− ) e tamanho médio, classificando-as em quatro grupos de acordo com as suas

propriedades e condições ambientes.

A classificação de pós realizada por Geldart é amplamente usada em todos os campos

da tecnologia de pó e podem ser descritas da seguinte forma: (Rhodes, 1998)

•

Grupo A – Este grupo corresponde aos particulados que fluidizados por ar nas

condições ambientes, originam a região de fluidização não-borbulhante, que se inicia a

velocidade mínima de fluidização (V

), seguida por fluidização borbulhante com o

aumento da velocidade de fluidização.

•

Grupo B – Grupo de particulados que dão somente fluidização borbulhante nas

condições de mínima fluidização.

•

Grupo C – Grupo correspondente aos particulados muito finos, aderentes e

extremamente difíceis de fluidizar.

•

Grupo D – Grupo composto de partículas grandes que possuem a habilidade para

produzir leitos de jorro profundos

A classificação de Geldart relacionada aos grupos dos particulados está representada de

acordo com a figura 14.

Figura 14 - Classificação de pós de Geldart (Geldart, 1986)

Segundo Rhodes (1998), as propriedades de fluidização de um material particulado em

ar podem ser preditas podendo estabelecer em qual grupo se encontra. No entanto, é

importante lembrar que para temperaturas e pressões acima da ambiente, um particulado pode

aparecer em um grupo diferente do que ocupa em condições ambientes, isto ocorre devido ao

efeito das propriedades do gás no agrupamento. Na tabela 2.2 apresenta-se um resumo das

principais características relacionadas às propriedades típicas das diferentes classes de pó.

Tabela 2.2 - Principais características das partículas segundo Geldart (Rhodes, 1998)

GRUPO GRUPO C GRUPO A GRUPO B GRUPO D

Característica

mais

relevante

Fluidização

Difícil

Ideal para

fluidização

Inicia o

borbulhamento

a V

Sólidos grossos

Sólidos

típicos

Farinha de trigo e

cimento

Cracking

catalitico

Areia de

construção

Cascalho e

grãos de café

Propriedades

Expansão

do leito

Baixa devido a

canalização

Alta Moderada Baixa

Taxa

de aeração

Inicialmente

rápida em seguida

exponencial

Lenta e linear Rápida Rápida

Propriedades

das bolhas

Sem bolhas - só

canalização

As bolhas

quebram e

coalescem –

tamanho de bolha

máximo

Sem limites

de tamanho

Sem limites de

tamanho

Mistura

de sólidos

Muito baixo Alto Moderado Baixo

Gás

Backmixing

Muito baixo Alto Moderado Baixo

Jorro

Não Não

Somente na

superfície

Sim, mesmo

leitos

profundos

Capítulo 3

PLANTA DE GASEIFICAÇÃO DO NEST/IEM/UNIFEI

3.1. EQUIPAMENTO

A planta de gaseificação utilizada para os testes experimentais é composta de um

gaseificador de leito fluidizado borbulhante localizado nas instalações do Núcleo de

Excelência em Geração Termoelétrica e Distribuída NEST/IEM/UNIFEI.

A fabricação desse reator foi realizada pela TERMOQUIP ENERGIA

ALTERNATIVA, com apoio financeiro da CEMIG, em parceria com a Universidade Federal

de Itajubá - UNIFEI. O projeto da planta foi realizado por Van den Enden e Lora (2004),

utilizando o software CSFB – Comprehensive Simulator for Fluidized Bed Equipament,

desenvolvido pelo professor Marcio Souza-Santos da Faculdade de Engenharia Mecânica de

Campinas.

Na tabela 3.1 são mostradas as principais características de projeto do gaseificador

gerado pelo software CSFB.

Tabela 3.1 - Principais características de projeto do original gaseificador (Van den Enden e

Lora, 2004)

Parâmetros Unidades

Valor

Combustível Bagaço de cana

Vazão de combustível kg/s 0,03

Umidade do combustível % 15

Posição do ponto de alimentação (altura) m 0,3

Diâmetro da seção interna do leito m 0,57

Altura dinâmica do leito m 2

Diâmetro interno do Freeboard m 0,75

Altura do Freeboard m 3

Vazão de ar (agente oxidante) m

/s 0,032

Temperatura do leito °C 1000

Vazão de saída de gás Nm

/s 0,052

Temperatura de saída de gás °C 800

Poder calorífico inferior do gás MJ/Nm

4,7

Potência térmica kW 245

Eficiência a frio % 57

Eficiência a quente % 75

Como observado na tabela 3.1 e no decorrer do trabalho, o programa necessita da

altura dinâmica do leito como dado de entrada; parâmetro este, de difícil determinação. O

autor do software CSFB reconhece isto, mas insiste que não tem um modelo que permita uma

aproximação confiável da altura dinâmica partindo da altura estática do leito. Para modelagem

de um equipamento existente, ele propõe ajustar o modelo ao valor real observado. No caso

do projeto é necessário assumir o valor da altura dinâmica.

Os resultados gerados no software CSFB foram obtidos conforme a metodologia

proposta pelos autores do projeto. Esta metodologia foi dividida em duas etapas:

•

Primeira etapa: Consiste na determinação das principais vazões de ar e biomassa,

dimensões do reator, dimensões da placa distribuidora e estimativa de outros

parâmetros operacionais e de projeto.

•

Segunda etapa: Esta etapa foi realizada com o auxilio do software CSFB, na qual foi

possível obter melhores parâmetros operacionais e de projeto do reator. Os principais

parâmetros de desempenho avaliados pelo software CSFB foram:

•

Avaliação da influência do fator de ar nas condições operacionais e na

qualidade do gás gerado.

•

Determinação do melhor ponto de introdução da biomassa no reator.

•

Influência da altura dinâmica do leito no desempenho do equipamento e

qualidade do gás gerado.

Na figura 15 é mostrado um esquema relacionado a metodologia utilizada no projeto

do gaseificador de leito fluidizado borbulhante utilizando o programa CSFB.

Figura 15 - Esquema da metodologia utilizada no projeto do gaseificador de leito fluidizado

borbulhante (Van den Enden e Lora (2004))

Dados do

Gaseificador

Dimensionamento

preliminar

Melhoria do desempenho

(uso CSFB)

Resultados

Potência térmica da

planta

-Analise elementar e

imediata da biomassa

-Distribuição do tamanho

de partículas

Parâmetros estimados:

-Poder calorífico do gás

-Eficiência do gaseificador

-Fator de ar

Resultado dos cálculos:

-Biomassa consumida

-Vazão de ar

-Diâmetro interno do

gaseificador

Geometrias e tipo de placa de

distribuição

Primeira estimativa da altura

do leito, localização do ponto

de alimentação da biomassa,

dados geométricos do

freeboard (altura e diâmetro)

Diâmetro, altura e isolament

Freeboard

Objetivos: obtenção de valores máximos

de eficiência e qualidade do gás gerado.

Esses valores foram obtidos através da

variação de parâmetros operacionais e de

projeto.

Fator de ar para

uma dada

altura do leito

Densidade e

granulometria

do inerte

Altura do

leito expand.

Localização do ponto de

alimentação da biomassa

Valores recomendados para

projeto e parâmetros de

desempenho

Fator de ar

-Altura do leito

-Densidade e

granulometria do

inerte

-Localização do

ponto de alimentação

-Altura e diâmetro

do Freeboard

3.2. DESCRIÇÃO DO REATOR

O reator de leito fluidizado borbulhante do NEST/IEM/UNIFEI trabalha a pressão

atmosférica e utiliza ar como agente de gaseificação. No interior desse reator encontra-se

material inerte (óxido de alumina), que tem função primordial nas trocas térmicas e nas

reações existentes no interior do reator.

Sob o ponto de vista operacional o reator é dividido em partes, conforme será visto nos

itens abaixo.

3.2.1. Plenum

O plenum está situado na base do reator, e apresenta duas entradas laterais flangeadas.

Uma das entradas é responsável pelo pré-aquecimento do leito, através de um queimador a

GLP. A outra entrada é responsável pela passagem do agente oxidante (ar) no reator de leito

fluidizado, o ar é aspirado a temperatura ambiente e comprimido num compressor radial,

destinado ao processo de gaseificação. Com intuito de melhorar a eficiência do sistema, o ar

passa por um processo de aquecimento no interior do ciclone, onde recebe calor dos gases

produzidos na gaseificação e em seguida é injetado na parte inferior do plenum.

3.2.2. Placa distribuidora de ar

O distribuidor de ar é um dispositivo projetado para assegurar que o agente oxidante

sempre seja distribuído uniformemente pela seção transversal do leito. É uma parte crítica do

projeto de um sistema de leito fluidizado. Dados referentes ao projeto desses distribuidores

são encontrados nos estudos de Kunii (1991) e Basu (1984). Na figura 16 observa-se a placa

distribuidora do gaseificador de leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI, composta de 37

flutes (injetoras), sendo que cada injetor possui 4 furos radiais de 3 mm de diâmetro.

Figura 16 - Placa distribuidora

3.2.3. Leito

O leito é a região onde ocorre o processo de gaseificação, nessa região tem-se

aproximadamente 168 kg de inerte, correspondendo a uma altura estática de 500mm, abaixo

da especificação de projeto devido as condições operacionais do equipamento.

A parede do leito é constituída de concreto, tijolo refratário e fibra de cerâmica,

responsável por diminuir a transferência de calor para o ambiente. Na tabela 3.2 são

especificadas algumas dimensões do leito do gaseificador de leito fluidizado borbulhante.

Tabela 3.2 - Algumas dimensões da região do leito (Aguiar, 2003)

Especificação Dimensão (mm)

Diâmetro Interno 474

Altura Estática 500-1000

Altura Dinâmica 2000

Espessura de Isolamento 129

Segundo Van den Enden e Lora (2004), tendo como base os resultados das simulações

com o software CSFB, foi observada a influência da altura dinâmica do leito na qualidade do

gás gerado. Nas figuras 17 e 18, observam-se a influência da altura dinâmica do leito no poder

calorífico e no teor de alcatrão contido no gás.

0,5

1,5

2,5

3,5

0 1 2 3 4

Altura dinâmica do leito (m)

Teor de alcatrão no gás (% em

massa)

Figura 17 - Influência da altura dinâmica do leito no teor de alcatrão do gás (Van den Enden e

Lora, 2004)

De acordo com este resultado (figura 17), o gaseificador deve operar com uma altura

dinâmica do leito de 2,5 m (altura estática de aproximadamente 1,8 m), onde se observa

menor teor de alcatrão do gás gerado.

Quando se opera abaixo da altura dinâmica de 2,5m, ocorre baixo tempo de residência

das partículas no interior do reator, consequentemente, altos teores de alcatrão. Porém, se

ultrapassarmos muito a altura dinâmica de 2,5m, observa-se o fenômeno de Slug-Flow,

indesejável do processo de gaseificação. O fenômeno de Slug-Flow consiste no aumento das

bolhas no interior do reator causando oxidação dos combustíveis formados no processo de

emulsão.

3,6

3,7

3,8

3,9

4,1

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

Altura dinâmica do leito (m)

Poder calorífico inferior do gás

(MJ/kg)

Figura 18 - Influência da altura dinâmica do leito no PCI do gás (Van den Enden e Lora

2004),

Na figura 18, observa-se com aumento da altura dinâmica do leito, um aumento no

tempo de residência das partículas no interior do reator, consequentemente, uma melhoria no

poder calorífico do gás, até um ponto ótimo de altura dinâmica do leito (2,5m). A partir desse

ponto ótimo de altura dinâmica, ocorre uma queda no poder calorífico do gás devido ao

fenômeno Slug-Flow.

3.2.4. Freeboard

A região de Freeboard está localizada acima da região do leito, até uma determinada

altura onde as partículas conseguem atingir antes de iniciar o movimento descendente em

direção ao leito fluidizado.

Segundo Rhodes (1998), a região do Freeboard (vão livre) pode ser dividida em 3

zonas, como mostra a figura 19.

Figura 19 - Densidade da partícula versus altura do reator (Rhodes, 1998)

A zona de respingo (splash) consiste na região acima da superfície do leito, essa região

apresenta a característica de retorno das partículas grossas para o leito.

Na zona de desprendimento, há ocorrência da diminuição da concentração das

partículas finas em suspensão, com o aumento da altura.

Na terceira e última zona, denominada região de transporte diluído, que está localizado

acima da zona de desprendimento, observa-se nessa região um fluxo de partículas e uma

concentração de suspensão constante com a altura.

No ponto de vista de projeto de reatores, o termo TDH (“TRANSPORT

DISENGAGEMENT HEIGHT”) trata-se de um parâmetro de grande importância, pois o

sistema de saída de gases deve ser colocado acima do TDH.

Segundo Rhodes (1998), o TDH é definido como a altura entre a superfície do leito até

o topo da zona de desprendimento (figura 19). Sabe-se que acima do TDH, o fluxo de arraste

e a concentração de partículas são constantes.

Na literatura, muitos pesquisadores se dedicaram ao estudo de correlações empíricas

para o TDH, entre esses pesquisadores pode-se citar Horio (1980), que desenvolveu a equação

(3.1), descrita abaixo.

5,0

47,4

Bvs

dTDH =

(3.1)

Onde:

Bvs

d corresponde ao diâmetro volumétrico equivalente de uma bolha na superfície

Segundo Gómez (2002), as correlações existentes na literatura e utilizadas na maioria

dos modelos matemáticos para definição do TDH são variadas. Porém, algumas consideram o

TDH em função somente da velocidade superficial média do gás, ignorando a natureza do

fenômeno e desprezando as características das partículas a diferentes alturas do Freeboard.

Segundo Souza-Santos (1987), obtém-se a seguinte expressão para altura de TDH:

)2,187,16()(369,0

2,1

sgsgDTDH

Lnvvzz −+=

(3.2)

Onde:

TDH

z :

é a altura TDH (m)

z :

é a altura dinâmica do leito (m)

v :

é a velocidade superficial média do gás (m/s)

3.3. SISTEMA DE ALIMENTAÇÃO DO EQUIPAMENTO

No processo de gaseificação em leito fluidizado o desempenho operacional do sistema

de alimentação é um fator primordial nas operações do reator. A importância de um sistema

de alimentação eficaz está ligada a diversos fatores operacionais, tais como: o controle de

temperatura e a qualidade final do gás gerado.

Simulações realizadas no software CSFB demonstram a influência da altura do ponto

de alimentação da biomassa na qualidade do gás gerado. Na figura 20, observa-se baixo teor

de alcatrão em um ponto de alimentação situado próximo a 0,4m (altura medida a partir da

placa distribuidora). No projeto final do gaseificador do NEST essa medida é de 0,435 m.

1,55

1,6

1,65

1,7

1,75

1,8

1,85

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Ponto de alimentação de biomassa (m)

Teor de alcatrão no gás (% em

massa)

Figura 20 - Influência da localização do ponto de alimentação na qualidade do gás (Van den

Enden e Lora, 2004)

O ponto de introdução da biomassa no reator não deve ser muito elevado, pois ao

aumentar a altura do ponto de alimentação, consequentemente, ocorrerá uma redução do

tempo de residência das partículas ocasionando uma perda na conversão de carbono, além de

aumentar o teor de alcatrão do gás gerado. Por outro lado, um ponto de alimentação próximo

à placa de distribuição resultará em um processo de combustão iminente, desfavorecendo o

processo de gaseificação e comprometendo o gás obtido.

Os principais componentes responsáveis pela alimentação da biomassa no interior do

reator fluidizado borbulhante do NEST/IEM/UNIFEI são:

•

Silo: Componente responsável pelo armazenamento do combustível (biomassa)

durante a operação do gaseificador.

•

Dosador: Componente responsável pela dosagem da quantidade de biomassa

necessária para o processo de gaseificação. O dosador está localizado entre o silo e a

rosca sem-fim, e possui um conversor de freqüência responsável pelo controle de sua

velocidade. Um dos problemas desse componente está relacionado a grande

sensibilidade quando submetido a elevadas temperaturas, devido à utilização de um

material sintético (borracha) na parte superior das paletas da válvula rotativa. Este

material sintético deve possuir certa flexibilidade para ajudar na passagem da

biomassa para a rosca sem fim do gaseificador.

•

Rosca sem fim: Componente responsável por introduzir o material proveniente do

dosador para o interior do reator.

3.4. INFLUÊNCIA DO FATOR DE AR NO PROJETO DO

REATOR

O desempenho do gaseificador pode ser avaliado através da sua eficiência (a frio e a

quente). Na figura 21, com a variação do fator de ar, observa-se melhor desempenho do

equipamento quando operando com fator de ar em torno de 0,3. No entanto, na figura 22, é

observada uma queda do poder calorífico do gás gerado em valores acima de 0,28.

0,2 0,22 0,24 0,26 0,28 0,3 0,32

Fator de ar

Eficiência (%)

eficiência a frio eficiência a quente

Figura 21 - Influência do fator de ar no desempenho do reator (Van den Enden e Lora 2004),

2,5

3,5

4,5

0,2 0,22 0,24 0,26 0,28 0,3 0,32

Fator de ar

Poder calorifico inferior (MJ/kg)

Figura 22 - Influência do fator de ar no poder calorífico do gás (Van den Enden e Lora

2004),

3.5. SISTEMAS AUXILIARES

Pré-aquecimento do leito: O sistema de pré-aquecimento realiza a queimada de GLP, que

aquece o material inerte contido no leito até uma temperatura de 400°C. Após atingir está

temperatura é realizada a introdução de biomassa no interior do reator, iniciando a combustão,

seguida do processo de gaseificação.

pós-queimador: A principal função do “flare” é incinerar os gases não utilizados na geração

de calor e/ou eletricidade. Esses gases são queimados na parte inferior interna do pós-

queimador, através da combustão auxiliar de GLP. Os gases são incinerados por um

queimador do tipo atmosférico, após a incineração são expelidos na atmosfera, através de uma

chaminé.

Sistema de tratamento dos gases: Devido aos altos teores de alcatrão e particulados contidos

no gás proveniente de um gaseificador de leito fluidizado borbulhante, necessita-se de um

eficaz sistema de limpeza de gás. No laboratório de gaseificação do NEST/IEM/UNIFEI é

utilizado um sistema com ciclone, onde as partículas maiores são separadas pela ação da força

centrífuga. Após a passagem do gás pelo ciclone, ele segue para um lavador de gases com

água (tipo nebulização), onde os resíduos são coletados em um separador, obtendo assim um

gás de melhor qualidade e útil na geração de eletricidade em determinados equipamentos.

Capítulo 4

SOFTWARE CSFB - COMPREHENSIVE SIMULATOR FOR

FLUIDIZED BED EQUIPMENT

4.1. INTRODUÇÃO

O software CSFB – “COMPREHENSIVE SIMULATOR FOR FLUIDIZED

EQUIPMENT” é um simulador escrito em linguagem FORTRAN e corresponde à

implementação numérica de um modelo matemático. O software CSFB começou a ser

desenvolvido em 1980, através de uma pesquisa experimental sobre gaseificação de biomassa

em leito fluidizado, realizada no Instituto de Pesquisa Tecnológico do Estado de São Paulo –

IPT em parceria com a Universidade Sheffield, no Reino Unido. Ao longo dos anos, o

modelo vem sendo modificando, recebendo melhorias junto ao Institute of Gas Technology –

IGT - EUA (de Souza-Santos, 1992, 1993).

Este programa está disponível comercialmente e possui a capacidade de modelar

diversos sistemas térmicos, tais como: fornalhas, caldeiras, gaseificadores e o processo de

pirólise.

O programa CSFB foi desenvolvido pelo professor Marcio de Souza-Santos e calcula

o desempenho de gaseificadores em regime permanente usando balanços diferenciais de

energia e massa ponto a ponto, a cinética das reações químicas, a dinâmica da fluidização e

um banco de dados auxiliares, responsável pelo cálculo das propriedades físico-químicas

(Nogueira e Lora , 2003).

O software tem como dados de entrada os parâmetros geométricos de projeto do

equipamento, características dos combustíveis utilizados, características referentes ao material

inerte existente no reator, efeitos internos e externos (temperatura, pressão, fluxos de entrada

dentre outros) e critérios numéricos de convergência relacionada à conversão de carbono.

Após o processamento o software fornece resultados como: composição e poder

calorífico do gás gerado, eficiência do equipamento dentre outros parâmetros de saída,

abordados no decorrer deste trabalho.

4.2. HIPÓTESES E LIMITAÇÕES RELATIVAS AO CSFB

Segundo Rabi (2002), o modelo CSFB é composto de aproximadamente 100 relações

matemáticas, correspondente a equações diferenciais não-lineares acopladas. Nessas equações

são englobados os balanços de massa e de energia, a cinética das reações químicas,

correlações auxiliares e equações constitutivas.

O modelo CSFB assume que as grandezas físicas variam apenas na coordenada axial

z, medida a partir da base do leito (figura 23). Variações radiais não são admitidas e

considera-se que existe simetria axial no leito. Conforme visto na figura 23, o índice D e F se

refere a secção do leito e freeboard, respectivamente. As duas fases do leito, emulsão e

bolhas, são indicadas por E e B, respectivamente.

A emulsão é composta por sólidos (índice S) e gases (índice G), onde o subscrito GE

é usado para o gás na emulsão, o GB para o gás nas bolhas e SE para o conjunto de sólidos na

emulsão. Cada conjunto de sólidos está associado a um determinado índice m, sendo m=1

para o sólido carbonífero, m=2 para calcário e m=3 para material inerte. As propriedades

referentes às partículas recebem o índice P.

Figura 23 – Esquema de um reator de leito fluidizado a ser simulado pelo programa CSFB

(Rabi, 2002)

Outras hipóteses básicas relacionadas ao software CSFB são abordadas a seguir:

1. O material carbonáceo, o inerte e o calcário são alimentados de forma contínua, não

apresentando restrições em relação à alimentação do inerte, podendo ser realizada em

batelada.

2. As grandezas físicas variam apenas com a coordenada z (figura 24), ou seja, para

uma dada grandeza física há variações ao longo de z, modeladas a partir de equações

diferenciais ordinárias.

Figura 24 – Esquema do modelo de gaseificação em leito fluidizado borbulhante no CSFB

(Rabi, 2002)

3. Variações radiais não são admitidas e supõe-se que haja simetria axial no leito.

4. Na base do leito (z=0) assume-se um modelo bifásico Souza-Santos (1987). As duas

fases são:

Fase de partícula ou emulsão (densa) é a fase na qual a vazão volumétrica do gás

equivale à vazão na condição de mínima fluidização.

Fase de bolhas (diluída) é a fase na qual passa todo o excesso de gás acima daquele

correspondente à mínima fluidização.

A fase de emulsão (densa) é composta por quatro possíveis espécies diferentes de

materiais: gás intersticial, sólido carbonáceo, inerte e calcário, sendo que estes dois últimos

podem ser considerados opcionais, porém um deles, pelo menos, está presente.

5. Para níveis acima da base (z>0) as simplificações acima são abandonadas, e a vazão

mássica através de cada fase é governada por equações diferenciais de massa e balanço de

energia.

6. A fase de bolha é livre de partículas sólidas.

7. O regime de “Plug-flow" é considerado para o gás nas bolhas e para o gás

intersticial na fase de emulsão. A vazão de gás no “freeboard” é também tratada como sendo

regime “Plug-flow".

8. A temperatura e composição ao longo do reator variam devido a processos físicos e

químicos ocorridos no seu interior.

9. As reações heterogêneas (gás-sólido) entre o gás e o sólido carbonáceo são descritas

por dois possíveis modelos básicos (“unreacted-core ou exposed-core”) (Figura 25).

10. No modelo de núcleo não reativo (“unreacted-core”), o centro ativo das partículas

é mantido coberto com uma camada de cinza, formada pelo material sólido reagido. No

modelo de centro exposto (“exposed-core”), a capa de cinza se decompõe em partículas de

pequeno tamanho à mesma velocidade que é formada.

Figura 25 - Modelo de núcleo sem reagir (a) e modelo de núcleo exposto (b) (Souza-Santos,

1987)

O software CSFB adota como padrão o núcleo exposto (“exposed-core”) para os

processos de combustão e gaseificação de partículas em leito fluidizado. Para os processos de

desvolatização, secagem, calcinação e outras reações, o programa assume um modelo de

núcleo não reativo (“unreacted-core”).

4.3. DIAGRAMA DE BLOCOS DO SOFTWARE CSFB

Na figura 26 é mostrada a estratégia envolvida no processo de simulações do software

CSFB, alguns pontos relacionados ao simulador serão enfatizados abaixo:

•

Os dados são preenchidos e processados utilizando o sistema internacional de

unidades (SI).

•

Em determinados processos alguns dados não são necessários, por exemplo, dados

relacionados ao calcário (limestone) na gaseificação, nesses casos utilizam-se o valor

nulo (zero) para o dado de entrada.

•

Com intuito de obter resultados mais próximos da realidade, diminuindo ao máximo o

grau de desvio, é fundamental atentar para o correto preenchimento dos dados de

entrada do software.

•

Todos os dados necessários são lidos no inicio da execução do programa através de

uma sub-rotina específica. Os arquivos podem ser gerados no Word, Wordpad ou

Bloco de notas.

Figura 26 - Diagrama de bloco do software CSFB (Rabi, 2002)

4.4. DADOS DE ENTRADA (INPUTS)

Os principais dados de entrada (inputs) são:

•

Parâmetros de Controle: São parâmetros relacionados ao modo de operação, número

máximo de interações realizado pelo software, critérios de convergência envolvendo

conversão de carbono (máxima e mínima) e critérios de desvios e tolerância nos

cálculos realizados pelo software.

•

Parâmetros Geométricos do Equipamento – São parâmetros relacionados aos

diâmetros do leito e do “freeboard”, especificações de altura, características das placas

de distribuição (espessura, condutividade, diâmetro dos orifícios), pontos de

alimentação de combustível no reator.

•

Dados do equipamento – Isolamento térmico: Dados correspondentes às características

do isolamento térmico (espessura, condutividade térmica média e emissividade média

nas superfícies) no distribuidor e nas paredes da secção do reator (leito e “freeboard”).

•

Características dos componentes sólidos: Com relação aos parâmetros de entrada

relacionados aos componentes sólidos, o CSFB necessita dos seguintes dados: espécie

de sólidos alimentados, tipo de material alimentado (carvão, lignina, madeira ou

biomassa), fluxos mássicos, densidades (real e aparente), esfericidade, umidade,

granulometria e análise imediata e elementar.

•

Características dos componentes gasosos: Esses parâmetros correspondem às

características do gás introduzido através do distribuidor, responsável pela fluidização

do reator. Os principais dados de entrada são: fluxos mássicos, composição dos gases

e suas condições de temperatura e pressão de entrada.

•

Características operacionais adicionais: Estes parâmetros permitem indicar o modelo

das reações heterogêneas (núcleo exposto e núcleo não reativo), a temperatura média

do ar ao redor do equipamento, a pressão média no leito e no interior dos tubos e a

velocidade média do ar.

4.5. PRINCIPAIS DADOS DE SAÍDA (OUTPUTS)

Após o processamento do programa são gerados os seguintes resultados:

•

Parâmetros de desempenho do equipamento: Esses parâmetros incluem todos os

aspectos da operação na unidade de operação, tais como: vazão de gases e sólidos que

deixam o equipamento, conversão de carbono, taxa de misturas, tempo de residência

das partículas, TDH (“Transport Disengagement Height”), teor de alcatrão contido nos

gases gerados, etc.

•

Propriedades como composição e vazão são fornecidas para cada ponto do reator (leito

e “freeboard”).

•

Composição, distribuição do tamanho da partícula e vazão de líquidos e sólidos em

cada ponto do equipamento.

•

Verificação do balanço de massa.

•

Perfis de temperatura para cada componente do gás.

•

Taxas e parâmetros relacionados à transferência de calor.

•

Mensagens de erro para o usuário do software ao inserir dados fora da realidade

operacional.

•

Informação ponto a ponto relacionado à dinâmica da fluidização, tais como: diâmetro

e elevação da velocidade nas fases de bolhas no leito, frações de vazios, distribuição

das diversas espécies sólidas ao longo do leito e “freeboard”, velocidade superficial,

taxa de circulação de partículas no leito e fluxos de sólidos ao longo do “freeboard”.

•

Perfis de composição de cada espécie química (18 componentes) ao longo do reator

para cada fase (emulsão, bolhas e gás no freeboard).

•

Principais perdas de carga para diversos pontos ou seções do equipamento.

•

Parâmetros que descrevem operações com os ciclones (se houver), onde ocorre a

reciclagem dos sólidos coletados.

•

No caso de simulações em caldeiras, são abordados os seguintes parâmetros: calor

total transferido para os tubos imersos na secção do leito e do “freeboard”,

temperatura da parede externa em qualquer ponto da secção do leito e do “freeboard”,

vazão do vapor produzido junto com todas as condições termodinâmicas e eficiência

da caldeira.

•

No caso de simulações em um gaseificador, são abordados os seguintes parâmetros:

entalpia de combustão (poder calorífico) a frio e a quente do gás produzido, taxa de

energia (poder calorífico x vazão mássica), eficiência a frio e a quente.

Além de todos esses parâmetros, o programa realiza uma análise através de gráficos e

tabelas, as relações mais importantes serão listadas em anexo A, no final deste trabalho.

4.6. SENSIBILIDADE DO SOFTWARE CSFB

Segundo Souza-Santos (2007), o programa CSFB é particularmente sensível aos

seguintes parâmetros:

1. Análise elementar e imediata da biomassa utilizada como combustível no processo.

2. Poder calorífico da biomassa utilizada no processo.

3. Distribuição granulométrica da biomassa e do inerte utilizado no processo.

4. Vazões mássicas, pressões e as composições do agente oxidante introduzido no

leito.

5. Geometria do equipamento (dimensões relacionadas à altura e diâmetro do reator)

4.7. VALIDAÇÃO DO SOFTWARE CSFB

Segundo Souza-Santos (2007), a nova versão do software CSFB tem apresentado

pequenos desvios quando comparado com resultados experimentais. O mesmo apresenta

diversas validações do software em unidades pilotos, entre elas a unidade RENUGAS do

Institute of Gás Technology (IGT), localizada em Chicago. O RENUGAS é um gaseificador

de biomassa pressurizado que utiliza oxigênio e vapor da água como agentes oxidantes da

gaseificação.

Na tabela 4.1 são mostradas as principais características geométricas do equipamento,

bem como alguns dados utilizados na sua validação do software, maiores detalhes da planta

são encontradas no trabalho de Evans at. all (1986).

Tabela 4.1 - Principais dados de projeto e condições operacionais do gaseificador RENUGAS

do IGT (de Souza – Santos, 2007)

Dados geométricos do equipamento Teste T12-1 Teste T12-3a

Diâmetro equivalente do leito (m) 0,292 0,292

Altura do leito

(m) 1,585 1,585

Diâmetro equivalente do Freeboard (m) 0,451 0,451

Altura do Freeboard (m) 6,147 6,147

Posição do ponto de alimentação (m) 0,381 0,381

Características dos fluxos introduzidos Teste T12-1 Teste T12-3a

Vazão de biomassa (kg/s) 8,113E-2 8,922E-2

Vazão de O

através do distribuidor (kg/s) 2,058E-2 2,320E-2

Vazão de vapor através do distribuidor (kg/s) 4,922 E-2 6,156E-2

Temperatura de injeção do O

(K) 644 644

Temperatura de injeção do vapor (K) 672 672

Injeção intermediaria de N

(kg/s) 4,3772E-2 3,658E-2

Posição da injeção de N

(kg/s) 0,381 0,381

Pressão média no leito (kPa) 2170 804,6

posição acima do distribuidor

Na tabela 4.2 mostra-se a comparação entre os resultados gerados no software CSFB e

os dados experimentais referentes à composição do gás de saída no topo do Freeboard.

De acordo com a tabela 4.2, observam-se pequenos desvios entre os dados

experimentais e os resultados simulados com o software CSFB. Segundo o autor do software,

o mesmo nível de precisão tem sido obtido para outras operações, demonstrando assim, que o

CSFB é uma ferramenta útil no melhoramento das condições operacionais de unidades

industriais, assim como ferramenta auxiliar de projeto de novos equipamentos. Embora,

estudos realizados na Universidade da Califórnia indiquem divergências na versão 3.5 do

software CSFB. Segundo o Departamento de Engenharia Biológica e de Agricultura da

Universidade Califórnia as simulações com o CSFB apresentaram baixas concentrações nos

percentuais dos componentes do gás, principalmente, no percentual de monóxido de carbono

quando comparado com testes experimentais realizadas em sua unidade piloto.

Tabela 4.2 - Comparação entre as simulações e os experimentos referentes a composição do

gás de saída no topo de Freeboard do gaseificador RENUGAS do IGT (mol.%) (de Souza –

Santos, 2007)

Componentes

Teste T12-1 Teste T12-3a

Real Simulação Real Simulação

12,05 12,8236 12,69 10,9190

CO 8,00 8,9422 7,22 7,4793

17,06 16,8148 17,42 16,0494

7,37 7,7883 7,60 6,7511

O 35,82 33,9739 40,30 43,3730

S n.d. 0,0048 n.d. 0,0050

n.d. 0,0416 n.d. 0,1612

NO n.d. 0,0000 n.d. 0,0051

n.d. 0,0000 n.d. 0,0000

19,18 19,4990 14,34 15,2545

O n.d. 0,0000 n.d. 0,0000

n.d. 0,0000 n.d. 0,0000

n.d. 0,0024 n.d. 0,0000

HCN n.d. 0,0002 n.d. 0,0007

0,03 0,0625 0,00 0,0000

0,22 0,0085 0,02 0,0000

n.d 0,0000 n.d. 0,0000

0,00 0,0000 0,00 0,0000

0,27 0,0383 0,41 0,0000

n.d. não determinado ou reportado

Capítulo 5

METODOLOGIA E RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES E DOS

TESTES EXPERIMENTAIS

5.1. INTRODUÇÃO

Conforme visto no capítulo 1, o processo de gaseificação ocorre em uma faixa de fator

de ar compreendida entre 0,2 e 0,3 (Van den Enden e Lora, 2004). Tendo como base essa

faixa de valores, foi realizado os experimentos e as simulações com o software CSFB. As

simulações foram realizadas tomando como base as características do reator de leito

fluidizado borbulhante do NEST/IEM/UNIFEI operando com casca de arroz como

combustível.

No decorrer das simulações, alguns procedimentos foram essenciais para a elaboração

deste trabalho, no decorrer deste capítulo abordaremos maiores detalhes referentes a estes

procedimentos.

5.2. METODOLOGIA DAS SIMULAÇÕES NO CSFB

Os principais parâmetros relacionados aos dados de entrada do gaseificador de leito

fluidizado borbulhante são: parâmetros numéricos de convergência, dados referentes à

geometria e isolamento do equipamento, características das partículas sólidos (biomassa e

inerte) e agente fluidizante utilizado no processo, assim como características operacionais

adicionais.

5.2.1. Dados do equipamento - Geometria básica

As características geométricas do reator têm influência direta no processo de

gaseificação. Essas características são mostradas nas figuras 27 e 28.

Figura 27 - Algumas cotas relacionadas aos parâmetros de projeto do gaseificador de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI (Souza-Santos, 2000)

Figura 28 - Detalhe do distribuidor com tubos perfurados ou flutes para injeção de ar no leito

(Souza-Santos, 2000)

Tendo como base as figuras 27 e 28, nas tabelas 5.1 e 5.2 são abordados os principais

dados de entrada, os códigos utilizados e suas respectivas dimensões.

Tabela 5.1 - Dados geométricos do reator de leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI

Parâmetros de projeto

Código do

parâmetro

Dimensão

(m)

Leito - Diâmetro interno equivalente DD 0,474

“Freeboard” - Diâmetro interno equivalente DF 0,702

Leito – Altura dinâmica ZD 2*

Posição do topo do “freeboard” ZF 5

Diâmetro dos orifícios no distribuidor DOD 0,003

Diâmetro interno dos flutes no distribuidor DIFLUT 0,019

Diâmetro externo dos flutes no distribuidor DOFLUT 0,025

Posição do ponto de alimentação de biomassa ZFEED (1)

0,435

* Especificação de projeto

Tabela 5.2 - Dados geométricos do reator de leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI

Parâmetros de projeto Código do

parâmetro

Número

Número de orifícios no sistema de distribuição NOD 148

Número de flutes no sistema de distribuição NFLUT 37

Cálculo da altura dinâmica do leito: O cálculo da altura dinâmica do leito foi

determinado com base nas equações 2.14 e 2.22, abordados no capítulo 2.













−

(5.1)

Onde:

: Altura do leito expandido mm

H :

Altura do leito estático mm

Porosidade do leito na condição de mínima fluidização

Porosidade do leito expandido

−= 1

(5.2)

Tendo a massa das partículas (

m ), a densidade do leito (

) é calculada da seguinte

forma:

(5.3)

Onde:

AHV =

(5.4)

H :

Altura do leito (m)

A: Seção transversal do leito (m

)

Segundo Santana e D’ Ávila (citado por Gómez, 1996), a porosidade do leito

estacionário ou fixo é de 0,4, valor geralmente aceito para cálculos de projeto. Já para a

porosidade do leito expandido (

), adotou-se um valor de 0,52 (Gómez, 1996). Com isso,

obtém-se a altura de leito expandido igual a 1,25 vezes a altura de leito estática. Sabe-se que a

altura de leito é de 500 mm, o que implica em uma altura de leito expandido é 625 mm. Esse

valor é baixo se comparado com os valores descritos pelo projeto do reator de leito fluidizado

borbulhante, que determina uma altura dinâmica do leito de 2000 mm (Van den Enden e Lora,

2004), o que leva a um regime de gaseificação de baixa eficiência.

Em leitos de pequena altura as bolhas chegam à superfície ainda com uma quantidade

considerável de oxigênio na composição do gás que fica no seu interior. Quando a bolha

rompe na parte superior do leito acontece a combustão dos produtos da gaseificação,

começando pelo H

Por outro lado a altura de injeção da biomassa foi definida em 0,435 m, devido a mesma

ser injetada muito perto da superfície do leito expandido, provavelmente, parte dela acabe

“flutuando” na superfície do leito.

Para altura do leito de 500 mm encontrou-se um limite operacional do gaseificador, pois

valores acima incorriam em problemas operacionais durante o processo de partida

(desligamento freqüente do queimador) e necessidade de um compressor de alta pressão para

a fluidização do leito.

Natarajan (1998) cita, em seu estudo sobre gaseificação em leito fluidizado, publicações

sobre ensaios nesse tipo de reator, que reportam para altura do leito estático valores menores

que 1m, indicando ainda, para relação altura estática pelo diâmetro do leito, valor até 2,4.

5.2.2. Dados do equipamento – Isolamento térmico

Os dados de entrada relacionados ao isolamento térmico da parede do reator de leito

fluidizado são mostrados nas tabelas 5.3, 5.4 e 5.5, esses dados englobam a espessura de

isolamento, a condutividade térmica média e a emissividade média da superfície externa.

Os parâmetros de entrada referentes à espessura de isolamento nas secções do reator e

no distribuidor foram:

Espessura da secção do leito (XISD): Variável correspondente a medida do isolamento

na parede do equipamento, conforme mostrado na figura 27. No caso do gaseificador de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI, esta parede refratária é composta de três materiais: tijolo

refratário, concreto refratário e aço. Os dados correspondentes a este parâmetro são mostrados

na tabela 5.3. A área do programa mais afetada por esta variável é a transferência de calor

para o ambiente, entretanto, esta quantidade de calor transferida para o ambiente é

normalmente pequena, se comparada com a potência térmica do gaseificador.

Espessura da secção do Freeboard (XISF): Variável de projeto similar ao “XISD”,

porém este parâmetro corresponde à secção do “freeboard”, conforme mostrado na figura 27.

No “freeboard” está parede refratária é composta de dois materiais (concreto refratário e aço),

os dados correspondentes a este parâmetro são mostrados na tabela 5.3.

Espessura do Distribuidor (XISDI): Corresponde ao isolamento na base do

distribuidor, conforme mostrado na figura 28. Normalmente, para este isolamento, utiliza-se

uma base metálica, responsável pela proteção da placa de distribuição.

Tabela 5.3 - Espessura de diferentes secções do isolamento no reator de leito fluidizado do

NEST/IEM/UNIFEI

Parâmetros de projeto Código do

parâmetro

Espessura

Espessura da secção do leito XISD 0,261

Espessura da secção do Freeboard XISF 0,147

Espessura do Distribuidor XISDI 0,01

Os parâmetros de entrada referentes à condutividade térmica nas secções do reator e

no distribuidor foram:

Condutividade térmica média para secção do leito (AKISD): Esta variável corresponde

à condutividade térmica do material isolante que compõe a parede do reator na secção do

leito. Conforme dito anteriormente, no gaseificador de leito fluidizado borbulhante do

NEST/IEM/UNIFEI utilizam-se três materiais isolantes, segundo o manual do programa

CSFB, para realizar o cálculo da “AKISD” utiliza-se a equação 5.5.

∑

XISD

AKISD

(5.5)

Onde:

: é a espessura de cada material que compõe a secção do leito

: condutividade térmica de cada material que compõe a secção do leito

Condutividade térmica média para secção do “freeboard” (AKISF): Esta variável

corresponde a condutividade térmica do material isolante que compõem a parede do reator na

secção do “freeboard”. Sabe-se que na secção do “freeboard” do gaseificador de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI, são constituídos de dois materiais isolantes, que com a

utilização da equação 5.1 obtém-se o valor de “AKISF”.

Condutividade térmica média para o distribuidor (AKISDI): Esta variável corresponde

à condutividade do material isolante utilizado na base da placa distribuidora, conforme visto

no parâmetro XISDI na figura 28.

Tabela 5.4 - Condutividade térmica dos materiais que compõem o isolamento do reator de

leito fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI

Parâmetros de projeto

Código do

parâmetro

Condutividade.

Térmica

(W/mK)

Condutividade térmica média para secção do leito AKISD 0,9652

Condutividade térmica média para secção do Freeboard AKISF 0,776

Condutividade térmica média para o distribuidor AKISDI 0,2

Os parâmetros de entrada referente à emissividade nas superfícies externas do reator

foram:

Emissividade média da superfície externa para secção do leito (EPSD): Este parâmetro

corresponde à emissividade térmica média de radiação na superfície externa da secção do

leito. O manual do software recomenda o valor de 0,92, o qual valor foi utilizado em todas as

simulações.

Emissividade média da superfície externa para secção do “freeboard” (EPSF): Este

parâmetro corresponde a emissividade térmica média de radiação na superfície externa da

secção do “freeboard”. O manual do software recomenda o valor de 0,92, o qual valor foi

utilizado em todas as simulações.

Tabela 5.5 - Emissividade média da superfície externa do leito e freeboard do reator de leito

fluidizado do NEST/IEM/UNIFEI

Parâmetros de projeto Código do

parâmetro

Emissividade

Emissividade média da superfície externa da secção do leito EPSD 0,92

Emissividade média da superfície externa da secção do

freeboard

EPSF 0,92

5.2.3. Características dos fluxos– Alimentação de sólidos

Os parâmetros de entrada referente as características dos fluxos utilizados no software

CSFB foram:

Tipo de carbonáceo alimentado (MTKIND): Este parâmetro indica o tipo de

carbonáceo sólido ou liquido introduzido no equipamento. O programa CSFB possui uma

ampla faixa de materiais carbonáceos, onde para cada tipo de material atribui-se um número.

No caso da casca de arroz não há um banco de dados específicos, utilizando, portanto o

código MTKIND = 8, que corresponde a biomassa em geral.

Poder calorífico superior do carbonáceo (MJ/kg) (HHVDB): Este parâmetro

corresponde ao poder calorífico em base seca do combustível (carbonáceo). Com o poder

calorífico em base seca da amostra (tabela 5.6), o programa calcula o valor em base úmida

através da seguinte expressão:

DRYWET

HHV

AMTPES

HHV













−=

100

)1(

(5.6)

Onde:

AMTPES (1): percentual em massa da umidade da biomassa

WET

HHV : Poder calorífico superior (base úmida) da biomassa

DRY

HHV

: Poder calorífico superior (base seca) da biomassa

Tabela 5.6 – Poder calorífico superior da casca de arroz (base seca) utilizada no processo

Parâmetro

Código do

parâmetro

PCS (MJ/kg)

Poder calorífico superior da casca de arroz HHVDB 14,22*

*Determinada no laboratório através da bomba calorimétrica

Massa de material inerte no reator (kg) (AMASS (3)): Parâmetro referente a massa de

inerte que compõe o leito no reator. Sabendo que o inerte pode ser alimentado de forma

contínua ou em batelada, no caso da planta de gaseificação do NEST/IEM/UNFEI, utiliza-se a

operação de inerte em batelada usando aproximadamente 168 kg de alumina no reator,

correspondente a uma altura de leito estático de 500mm.

Vazão mássica de biomassa (kg/s) (FMTES (1)): Este parâmetro corresponde à vazão

mássica de biomassa no interior do reator, esta vazão de combustível é obtida através da

calibração da válvula rotativa de alimentação do gaseificador. Na tabela 5.7 mostramos a

vazão mássica de biomassa utilizada nas simulações para os diferentes fatores de ar.

Tabela 5.7 - Vazão de mássica de casca de arroz para diferentes valores do fator de ar (F.A)

F.A 0,219 0,226 0,236 0,239 0,249 0,257 0,269

(kg/s)

0,043011

0,041825

0,040291

0,038819

0,037272

0,035980

0,034608

*Determinada através da calibração da rosca alimentadora do gaseificador

Temperatura de alimentação da biomassa (K) (TPES (1)): Na maioria dos casos, esse

parâmetro não sofre grandes influências nos resultados das simulações. Nas simulações

realizadas com casca de arroz, adotamos a temperatura de 298K, temperatura recomendada

pelo manual do software.

5.2.4. Características dos fluxos – Análise imediata e outras características

do material carbonáceo

Estes parâmetros correspondem à análise imediata (base seca e úmida) da biomassa

utilizada no processo de gaseificação. Nas tabelas 5.8 e 5.9, são mostrados parâmetros em

base seca e úmida da casca de arroz, combustível utilizado no processo de gaseificação e nas

simulações com o software CSFB.

Com exceção da umidade da casca de arroz, determinada no laboratório do

NEST/IEM/UNIFEI, os outros parâmetros de análise imediata e elementar foram tomados da

literatura. Souza-Santos (2007) recomenda a determinação destes parâmetros mediante a

avaliação das amostras do combustível utilizado. O nosso critério é que as possíveis

diferenças na composição não levariam a mudança consideráveis nos resultados.

Tabela 5.8 - Análise imediata da casca de arroz (base úmida)

Análise imediata (biomassa) Massa percentual (base úmida)

Umidade AMTPES(1) 10,53*

Voláteis VOLAT 57,91**

Carbono fixo CARFIX 15,15**

Cinzas ASHES 16,41**

TOTAL 100

*Determinada no laboratório do NEST/IEM/UNIFEI

** Nogueira e Lora (2003)

Tabela 5.9 - Análise elementar da casca de arroz (base seca)

Análise elementar (biomassa) Massa percentual (base seca)

Carbono(C) PWPDB(1,1) 40,984

Hidrogênio(H) PWPDB(1,2) 3,324

Nitrogênio(N) PWPDB(1,3) 0,424

Oxigênio(O) PWPDB(1,4) 35,884

Enxofre(S) PWPDB(1,5) 0,044

Cinzas PWPDB(1,6) 18,34

TOTAL 100

Nogueira e Lora (2003)

Na tabela 5.10 apresentam-se algumas propriedades das partículas sólidas (biomassa e

inerte) utilizadas como dados de entrada do software CSFB e nos testes experimentais com o

gaseificador de leito fluidizado borbulhante do NEST/IEM/UNIFEI.

Tabela 5.10 - Propriedades morfológicas das partículas sólidas (biomassa e inerte) do

processo de gaseificação

Características dos sólidos Biomassa (casca de arroz) Inerte (alumina)

Densidade aparente (Kg/m

) ROPES (1) 940* ROPES (3) 3610**

Densidade verdadeira (Kg/m

) RORES (1) 1440* RORES (3) 3960**

Esfericidade das partículas FISP (1) 0,3* FISP (3) 0,7*

Formas das partículas ISHAPE (1) Cilindro/

agulha

ISHAPE (3) Esfera

*Califórnia Energy Commission **Dados do fabricante da alumina

5.2.5. Características dos fluxos – Composição granulométrica das

partículas sólidas

A determinação da granulometria das partículas foi realizada com peneiras de diversos

diâmetros. Na tabela 5.11, mostramos os resultados da composição granulométrica da

biomassa e dos parâmetros que devem ser fornecidos como dados de entrada do software

CSFB.

Tabela 5.11 – Composição granulométrica das partículas

Biomassa (Casca de arroz) Inerte (óxido de alumínio)

Diâm. da peneira (mm) Massa ret. (%) Diâm. da Peneira (mm) Massa ret. (%)

2 41 0,6 32,29

1,18 49,70 0,425 57,635

0,6 8,26 0,3 2,9

0,425 0,496 0,25 0,153

0,3 0,26 0,15 0,016

0,250 0,29 0,075 0,03

0,053 0,03

*Determinada no laboratório de solos da UNIFEI

5.2.6. Características dos fluxos – Agente de gaseificação

Sabe-se que as características dos fluxos introduzidos no interior do reator (biomassa e

ar) constituem um importante parâmetro operacional no processo de gaseificação, pois tem

grande influência na fluidização, nas reações e outros fenômenos gás-sólidos ocorridos no

interior do reator. Nas tabelas 5.12 e 5.13 são abordados os principais parâmetros do ar

fornecido como agente de gaseificação no reator.

Vazão mássica de ar no distribuidor (FMGID): Corresponde a vazão de ar introduzido

no interior do reator através dos injetores do distribuidor. Esta vazão de ar foi medida

experimentalmente por uma placa de orifício instalada na tubulação de ar, localizada na

entrada do plenum. Na tabela 5.12 mostramos as vazões mássicas de ar utilizadas no decorrer

das simulações com o software CSFB.

Tabela 5.12 - Vazão de volumétrica e mássica de ar introduzido no interior do reator para

diferentes valores de fator de ar

F.A 0,219 0,226 0,236 0,239 0,249 0,257 0,269

/h) 135 135 136 133 133 132,44 133

(kg/s)

0,03975 0,03975 0,040044

0,039161

0,038996

0,039161

*Considerando a densidade do ar 1,06Kg/m

Temperatura do ar no distribuidor (TEGID): Consiste da temperatura do ar (agente

oxidante) introduzido através do distribuidor situado na parte inferior do reator. No caso das

simulações com o software CSFB a temperatura de entrada foi de 333K (65°C). Já que o ar de

gaseificação é pré-aquecido.

Pressão do ar através do distribuidor (PEGID): Parâmetro correspondente à pressão do

ar introduzido na base do reator. No caso das simulações com o software CSFB a pressão

utilizada de 113,33 kPa.

Composição do ar introduzido no distribuidor (PYGID): Refere-se à composição do

agente oxidante introduzido no interior do reator. No caso das simulações com o software

CSFB foi utilizado a composição do ar padrão, mostrada na tabela 5.13.

Tabela 5.13 - Características do ar introduzido no distribuidor

Componentes Sigla Porcentagem

PYGID(1) 0,93

PYGID(2) 0,00005

PYGID(8) 78,0949

PYGID(10) 20,94

PYGID(13) 0,035

∑

)(

jPYCAG

100

5.2.7. Características operacionais adicionais

Os principais parâmetros operacionais utilizadas nas simulações com o software CSFB

foram:

Temperatura média do ar (TAMB): Consiste na temperatura média do ar ao redor do

equipamento; este parâmetro é utilizado como base de cálculos para transferência de calor do

equipamento. O manual do software CSFB recomenda um valor padrão de temperatura média

de 298K, que foi o valor utilizado em todas as simulações.

Velocidade média do ar (VV): Este parâmetro corresponde à velocidade média do ar

ao redor do equipamento, e conforme o TAMB, é utilizado como base de cálculos para

transferência de calor do equipamento. O manual do software CSFB recomenda um valor

padrão de velocidade média de 2 m/s, que foi o valor utilizado em todas as simulações.

5.2.8. Parâmetros de convergência

Os principais parâmetros referentes à convergência utilizados na execução do software

foram:

•

Mínimo valor suposto para conversão de carbono fixo (CCMIN): A entrada do

material carbonáceo é composta de carbono fixo, voláteis, umidade e cinzas. Sabe-se

que o carbono está presente nos voláteis em frações de carbono fixo e devido aos

processos físicos e químicos, parte desse carbono passa de sua forma de origem para

fase gasosa. Na fase gasosa, o carbono está presente nas moléculas de vários

componentes, tais como: CO, CO

, CH

entre outros. O CCMIM está relacionado ao

valor mínimo de carbono convertido para fase gasosa no interior do leito. No manual

do software CSFB recomenda um o valor de 0,2, porém esse valor pode chegar a 0,4

quando se tem dificuldade de convergência durante as simulações. No decorrer das

simulações tomamos como referência para esse parâmetro, valores compreendidos

entre 0,2 – 0,4, conforme será visto nas tabelas 5.14 e 5.15.

•

Máximo valor suposto para conversão de carbono fixo (CCMAX): O CCMAX está

relacionado ao máximo valor de carbono convertido para fase gasosa no interior do

leito. Normalmente, o manual do software CSFB recomenda o valor de 0,9 nas

simulações, que foi o valor utilizado em todas as simulações.

•

Critério de convergência de carbono fixo no leito (CCDEV): Este valor corresponde

ao máximo desvio exigido para o cálculo de conversão do carbono fixo. O manual do

software estabelece um valor padrão de 0,01, este valor não pode ser excessivamente

grande, pois aumenta o tempo computacional gasto para a simulação, o autor do

software recomenda um valor de no máximo 0,02. No decorrer das simulações

tomamos como referência para esse parâmetro, valores compreendidos entre 0,01 –

0,02, conforme será visto nas tabelas 5.14 e 5.15.

•

Critério de convergência para a integração numérica de massa e energia (TOLMB): O

sistema de balanço diferencial de massa e energia no leito e freeboard podem ser

integrados utilizando algum nível de tolerância. Com o decréscimo da tolerância,

diminuem-se os erros acumulados durante a integração, por outro lado aumenta o

tempo computacional para solução dos sistemas. O manual do CSFB estipula valores

compreendidos entre 0 e 0,001, mas assume um valor padrão de 10

-6

, porém no caso

de dificuldade de convergência pode-se aumentar o TOLMB para 10

-5

que ainda

obtém-se bons resultados. No decorrer das simulações tomamos como referência para

esse parâmetro, valores compreendidos entre 10

-5

– 10

-6

, conforme será visto nas

tabelas 5.14 e 5.15.

Após o preenchimento de todos os dados de entrada, não foi possível obter a

convergência quando se utilizava uma altura de leito dinâmico de 625 mm, correspondente a

uma altura de leito estática de 500 mm. Foram realizadas diversas tentativas, onde foram

variados os parâmetros relativos à convergência tomando como base os valores recomendados

pelo manual do software. Em todas as tentativas o programa sempre apresentava como dado

de saída a seguinte mensagem de advertência:

MESSAGE NUMBER: 303

STOP: THE SUPERFICIAL VELOCITY "UV" IS SMALLER THAN

THE NECESSARY TO MAINTAIN MINIMUM FLUIDIZATION "UMF".

IT IS POSSIBLE THAT THIS SITUATION OCCURS JUST FOR THE

PRESENT ITERATION. TRY TO CHANGE THE GUESSES FOR THE

FIXED-CARBON CONVERSION.

PLEASE, CONSULT THE MANUAL FOR DETAILED INSTRUCTIONS.

Esta mensagem de “erro” foi observado em todas as simulações com a altura dinâmica

de leito de 625 mm, mesmo após a consulta do manual do software do CSFB versão 3,

mudanças de diversos parâmetros e insistentes tentativas o modelo não convergiu para a altura

de leito referida. Por não obter êxito nas simulações com uma altura de leito dinâmico de 625

mm, elevamos gradativamente a altura de leito dinâmico obtendo convergência para altura de

1100 mm (menor altura de leito dinâmico que programa não apresentou problemas de

convergência) e para altura de 2000 mm (altura de projeto do reator recomendada por Van

den Enden e Lora, 2004). Na execução das “corridas” para as duas alturas de leito dinâmico

(1100mm e 2000mm), a principal mensagem de erro fornecida pelo software foi o erro 1301,

representado abaixo:

MESSAGE NUMBER 1301:

STOP: THE INTEGRATION OF DIFFERENTIAL EQUATIONS HAS

FAILED BECAUSE THE PROBLEM MAY BE VERY STIFF.

IT IS SUGGESTED TO TRY THE FOLLOWING:

1- VERIFY THE TOLERANCE (TOLMB) SET FOR THE SOLUTION OF

DIFFERENTIAL EQUATIONS. IT MAY BE TOO LOW.

RECOMMENDED VALUE IS 1.0D-06

2- CHANGE INITIAL GUESSES "CCMIN" AND "CCMAX".

3- DECREASE THE TEMPERATURE OF THE BED.

PLEASE, CONSULT THE MANUAL FOR FURTHER INSTRUCTIONS.

Na tabela 5.14 e 5.15, respectivamente, são mostrados os parâmetros de convergência

utilizados na execução do software durante as simulações com uma altura de leito dinâmico

de 2000 mm e para a altura dinâmica de 1100 mm.

Tabela 5.14 - Parâmetros de convergência utilizadas nas simulações para uma altura dinâmica

do leito de 2000 mm.

Parâmetros de

convergência

Fator de ar

0,219 0,226 0,236 0,239 0,249 0,257 0,269

CCMIN 0,2 0,2 0,20 0,20 0,3 0,3 0,3

CCMAX 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9

CCDEV 10

-2

102 ×

-2

102 ×

-2

102×

TOLMB 10

-6

-5

Tabela 5.15 - Parâmetros de convergência utilizada nas simulações para uma altura dinâmica

do leito de 1100 mm.

Parâmetros de

convergência

Fator de ar

0,219 0,226 0,236 0,239 0,249 0,257 0,269

CCMIN 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4

CCMAX 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9

CCDEV

-2

102×

-2

102×

-2

102×

-2

102×

-2

102×

-2

102×

-2

102×

TOLMB 10

-5

Conforme observado nas tabelas 5.14 e 5.15, para determinados valores do fator de ar

não foi possível obter a convergência, sendo necessário alterar o parâmetro relativo à mínima

conversão de carbono fixo (CCMIN), critério de convergência de carbono fixo no leito

(CCDEV) e critério de convergência para a integração numérica de massa e energia

(TOLMB). A máxima conversão de carbono fixo (CCMAX) manteve o valor fixo nas

simulações.

Após alguns ajustes nos parâmetros de convergência (tabelas 5.14 e 5.15), o programa

foi executado sem maiores problemas na máquina Pentium 3, com duração máxima de 20

minutos para cada variante calculada. O número de interações nas simulações variou entre 4 e

9, tendo como base esses parâmetros foram gerados diversos resultados, mas para título de

comparação com os testes experimentais avaliamos somente a composição do gases na saída

do “freeboard”, o poder calorífico dos gases produzidos (quente e frio) e o desempenho do

gaseificador (eficiência a frio e a quente).

Segundo Souza-Santos (2007), a nova versão do programa CSFB (versão 12) é capaz

de modelar leitos com baixa altura dinâmica e os processos decorrentes da mesma, tais como

a combustão do hidrogênio no “freeboard”, elutriação etc. Isso deverá ser verificado

extensivamente já que testes preliminares indicam que os problemas continuam.

5.4. RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES

Neste item serão mostrados os resultados gerados pelo software CSFB versão 3.

Conforme dito anteriormente, foram realizadas as simulações para dois valores da altura

dinâmica do leito (2000 mm e 1100 mm), já que para leitos de menor altura não foi possível

atingir a convergência, em outras palavras o programa não consegue correr até o final. Foram

obtidos os seguintes resultados:

Composição do gás gerado: O programa CSFB calcula as concentrações dos

componentes do gás obtido ao longo da extensão do reator. Nas figuras 29 e 30 são mostradas

as influências do fator de ar nas concentrações dos principais componentes do gás (CO, CH

,CO e N

), tomados como referência o gás de saída no topo do “freeboard” (base seca).

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

% vol.

CO CH4 H2 CO2 N2

Figura 29 - Concentração dos principais componentes do gás gerado obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

% vol.

CO CH4 H2 CO2 N2

Figura 30 - Concentração dos principais componentes do gás gerado obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.

Conforme observado nos gráficos das figuras 29 e 30, constata-se que para as duas

alturas de leito dinâmico simuladas não houve uma grande diferença na composição

percentual dos gases obtidos. Das diversas simulações executadas, o programa não mostrou

grande sensibilidade no parâmetro referente à altura dinâmica do leito. Veremos mais adiante,

no decorrer do trabalho, que a composição percentual do componente monóxido de carbono

(CO) foi principal desvio encontrada na comparação dos resultados simulação-experimento.

Poder Calorífico do gás gerado: Nas figuras 31 e 32 são mostradas as entalpias de

combustão (poder calorífico) frio e quente do gás nas condições de altura dinâmica de 2000

mm e 1100 mm. Sabendo que nas condições a “frio” referimos ao gás a 298K, pressão

atmosférica, limpo e seco. Nas condições a “quente” temos gás produzido nas condições no

“freeboard”, ou seja, a alta temperatura e com umidade.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Poder calorífico do gás

(MJ/kg)

Poder calorifico do gás ( a quente) Poder calorifico do gás (a frio)

Figura 31 - Poder calorífico do gás gerado obtido através das simulações do CSFB com uma

altura de leito dinâmico de 2000 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Poder calorífico (MJ/Kg)

Poder calorifico do gás (a quente) Poder calorifico do gás (a frio)

Figura 32 - Poder calorífico do gás gerado obtido através das simulações do CSFB com uma

altura de leito dinâmico de 1100 mm.

Nos gráficos das figuras 31 e 32, podemos observar uma melhoria no poder calorífico

do gás obtido para altura de leito dinâmica de 2000 mm. Resultados similares foram

observados por Van den Enden e Lora (2004), estudando a influência da altura dinâmica no

poder calorífico do gás.

Análise de desempenho do gaseificador: O desempenho do gaseificador é expresso

através das eficiências a frio e a quente do gaseificador. Nas figuras 33 e 34 são mostradas as

influências do fator de ar na análise de desempenho do gaseificador (eficiência a frio e

quente) para a altura dinâmica de leito 2000 mm e 1100 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Eficiência (%)

EF. A FRIO EF. A QUENTE

Figura 33 - Influência do fator de ar no desempenho do gaseificador obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Eficiência (%)

EF. A FRIO EF. A QUENTE

Figura 34 - Influência do fator de ar no desempenho do gaseificador obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.

Nos gráficos das figuras 33 e 34, observa-se que para altura dinâmica de 2000mm,

obtemos melhores valores de desempenho do equipamento. No decorrer do aumento do fator,

próximo ao fator de ar de 0,269 e altura dinâmica de 2000mm (figura 33), foi constatado uma

eficiência a quente em torno de 70%, próximo ao valor encontrado por Van den Enden e Lora

(2004). Com relação à eficiência a frio não foi possível atingir o desempenho de 40%,

100

constatando uma diferença considerável se comparado com as especificações de projeto, que

tinha como eficiência 57%.

Temperatura de operação: Sabe-se que a temperatura de operação tem grande

influência na qualidade final do gás gerado. Através dos dados de saída do software CSFB é

possível determinar a temperatura em diversos pontos do reator, nas figuras 35 e 36 são

mostradas as temperaturas em um ponto médio do leito e no “freeboard” quando se realiza a

variação do fator de ar durante a simulação para a altura dinâmica de leito 2000 mm e 1100

mm.

Figura 35 - Influência do fator de ar na temperatura em dois pontos do leito e “freeboard”

obtido através das simulações do CSFB com uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.

101

Figura 36 - Influência do fator de ar na temperatura em dois pontos do leito e “freeboard”

obtido através das simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.

Conforme observado no capitulo 1 desse trabalho, estudos similares tem sido

abordados por Paasen (2004), onde comprovava a influência do fator de ar na temperatura de

operação dos reatores. Com relação aos gráficos das figuras 35 e 36, podemos observar

maiores temperaturas para o leito dinâmico de 2000mm, conseqüentemente, obtendo um gás

com melhor qualidade, isto é, com menor teor de contaminantes (alcatrão).

Taxa de conversão de carbono: Tendo em vista a importância da determinação da

fração de conversão de carbono no processo de gaseificação, podemos observar através da

figuras 37 e 38 a influência do fator de ar na taxa de conversão de carbono na execução das

simulações para a altura de leito dinâmico de 2000 mm e 1100 mm.

102

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Taxa de conversão de

carbono (%)

Figura 37 - Influência do fator de ar na taxa de conversão de carbono obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 2000 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Taxa de conversão de

carbono (%)

Figura 38 - Influência do fator de ar na taxa de conversão de carbono obtido através das

simulações do CSFB para uma altura de leito dinâmico de 1100 mm.

Teor de alcatrão do gás gerado: A qualidade do gás produzido no processo de

gaseificação tem grande importância em sua aplicação. Um dos principais indicativos de

qualidade é o teor de contaminantes, principalmente, o alcatrão contido no gás. Sabe-se que, o

alcatrão é um composto indesejável por danificar e reduzir a vida útil dos equipamentos que

utilizam o gás como combustível. Tendo em vista a importância do teor de alcatrão no gás

gerado, na figura 39 é observada através das simulações com o software CSFB a influência do

103

fator de ar no teor de alcatrão do gás gerado para a altura dinâmica do leito de 2000 mm e

1100 mm.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Alcatrão (% Molar)

Altura dinâmica do leito de 2000 mm

Altura dinâmica de leito de 1100 mm

Figura 39 - Influência do fator de ar no teor de alcatrão do gás obtido através das simulações

do CSFB para as duas alturas de leito dinâmico (1100 mm e 2000 mm).

De acordo com a figura 39, podemos observar a influência do fator de ar e da altura

dinâmica do leito na qualidade do gás produzido (teor de alcatrão). Observa-se uma melhora

na qualidade do gás, ou seja, uma queda no teor de alcatrão do gás gerado no decorrer do

aumento do fator de ar. Também pode ser observada uma melhoria na qualidade do gás ao

elevarmos a altura dinâmica do leito.

Vazão de gás produzido (m

/h): A vazão de gás produzido é um importante indicativo

operacional do processo, tendo em vista sua importância foi possível determinar a influência

do fator de ar na vazão de gás produzido. Na figuras 40 é observada a influência do fator de ar

na vazão de gás produzida no topo do “freeboard” para uma altura de leito dinâmica de 2000

mm e 1100 mm.

104

250

270

290

310

330

350

370

390

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Vazão de gás

produzido (m3/h)

Altura dinâmica do leito de 2000 mm

Altura dinâmica do leito de 1100 mm

Figura 40 – Influência do fator de ar na vazão de gás gerado através das simulações do CSFB

para as duas alturas de leito dinâmico (1100 mm e 2000 mm).

Perfil de velocidades: O software CSFB permite determinar a velocidade superficial

dos gases e a velocidade mínima de fluidização. Nas figuras 41 e 42 apresenta-se a influência

do fator de ar nos perfis de velocidade. Esses perfis de velocidades obtidos através das

simulações com o software CSFB, tendo como referência a velocidade na altura média do

leito (velocidade mínima de fluidização e velocidade superficial) para uma altura de leito

dinâmico de 2000 mm e 1100 mm.

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Velocidade ( m/s)

Velocidade Mínima de Fluidização Velocidade Superficial

Figura 41 - Influência do fator de ar na velocidade superficial dos gases e na velocidade

mínima de fluidização para altura dinâmica de leito de 2000 mm

105

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Velocidade (m/s)

Velocidade Mínima de Fluidização Velocidade Superficial

Figura 42 - Influência do fator de ar na velocidade superficial dos gases e na velocidade

mínima de fluidização para altura dinâmica de leito de 1100 mm

5.5. PLANEJAMENTO E EXECUÇÃO DOS TESTES

EXPERIMENTAIS

Os testes experimentais foram realizados tomando como base a variação do fator de ar,

no intuito de avaliar sua influência na concentração dos principais componentes do gás, no

seu poder calorífico (PCI), bem como no desempenho do equipamento.

Primeiramente, foi realizada a calibragem da rosca de alimentação do gaseificador,

com intuito de determinarmos a vazão de biomassa (casca de arroz) introduzida no interior do

reator. Após a realização da calibragem do equipamento, planejamos os testes experimentais

de acordo com a tabela 5.16, realizando a variação do fator de ar para a biomassa (casca de

arroz) alimentada no reator. Os valores obtidos através das equações (5.7), (5.8) e (5.9)

considerando a temperatura do reator a 750°C e a velocidade superficial do leito em torno de

0,7 m/s.

106

Tabela 5.16 - Planejamento dos testes experimentais

Velocidade

superficial Vs [m/s]

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

0,2 132,03 158,44 184,84 211,25 237,66 264,06

0,22 120,03 144,03 168,04 192,05 216,05 240,06

0,24 110,03 132,03 154,03 176,04 198,05 220,05

0,25 105,63 126,75 147,87 169,00 190,12 211,25

0,26 101,56 121,88 142,18 162,50 182,81 203,12

0,28 94,31 113,17 132,03 150,89 169,75 188,62

0,3 88,02 105,63 123,23 140,83 158,44 176,04

0,32 82,52 99,02 115,53 132,03 148,54 165,04

0,34 77,67 93,20 108,73 124,26 139,80 155,33

0,36 73,35 88,02 102,70 117,36 132,03 146,70

0,38 69,49 83,39 97,29 111,18 125,08 138,98

0,4 66,01 79,22 92,42 105,62 118,83 132,03

Vazão de ar [m³/h] 115,16 138,19 161,23 184,26 207,29 230,32

Vs : velocidade do fluido se o reator estivesse vazio

A massa de combustível introduzida no interior do reator pode ser calculada da

seguinte forma (equação 5.7):













⋅

15,273

15,273T

ArFA

leito

slleito

teorico

.comb

(5.7)

Onde:

F.A: Relação entre a razão ar/combustível real e o ar estequiométrico

teórico

Ar Ar teórico (equação 5.8)

leito

A : Área do leito do reator (equação 5.9)

(

)

tttt

teórico

OHSCAr ⋅−⋅+⋅+⋅= 0333,0265,0375,00889,0

(5.8)

(

)

leito

⋅

(5.9)

107

A vazão de ar introduzida no interior do reator é determinada por uma placa de orifício

instalada na tubulação de ar, localizada na entrada do plenum (figura 43). Já a vazão de

biomassa foi determinada de acordo com a calibragem da rosca rotativa (dosador) do

equipamento. Esta calibragem é realizada variando a rotação do motor, responsável pela

introdução de biomassa no interior do equipamento.

Figura 43 - Sistema de medição de vazão de ar

A temperatura do reator durante a operação é monitorada através de 16 termopares

(figura 44), mas em termos operacionais utilizamos apenas 5 pontos, os principais pontos são

os seguintes:

108

Figura 44 - Localização dos transdutores de temperatura ao longo do reator

– Temperatura do ar na entrada do plenum.

leito1

– Temperatura na região inferior do leito.

leito2

– Temperatura na região superior do leito.

– Temperatura dos gases de combustão, no pré-aquecimento do leito.

– Temperatura dos gases na saída do reator.

O sistema de aquisição de dados é fabricado pela empresa LYNX Tecnologia

Eletrônica Ltda. Este sistema efetua o monitoramento on-line da temperatura ao longo do

reator.

O sistema de análise de gás (figura 45) é realizado por um analisador amostral de

modelo MPS-6500 fabricado pela Rosemount Analytical Inc. Esse sistema fornece a leitura

109

do CO (monóxido de carbono), CH

(metano) e H

(hidrogênio), principais compostos do gás

produzido.

Figura 45 - Analisador de gás

Na realização dos testes experimentais com casca de arroz foi realizada a variação do

fator de ar, entre 0,219 e 0,269, no intuito de avaliar sua qualidade final no gás gerado

(composição, poder calorífico do gás), bem como o desempenho do gaseificador (eficiência a

frio e a quente).

5.6. RESULTADOS DOS TESTES EXPERIMENTAIS

Na realização dos experimentos, a temperatura do reator manteve em torno de 700°C.

Na tabela 5.17 observam-se maiores detalhes referentes as vazões mássicas (biomassa e ar),

fator de ar e percentual em volume dos principais componentes do gás gerado.

110

Tabela 5.17 - Condições operacionais e percentuais em volume dos componentes do gás

obtido

Vazão de

ar (m3/h)

Carga de

biomassa

(kg/h)

Fator de ar

(FA)

Componentes

do gás

Vol %

133 124,59 0,269

CO 13,5

2,7

0,69

132,44 129,53 0,257

CO 13,6

0,98

133 134,18 0,249

CO 13,9

3,1

1,29

133 139,75 0,239

CO 15

3,6

1,58

136 145,05 0,236

CO 14,6

3,5

1,84

135 150,57 0,226

CO 16,8

4,2

2,32

135 154,84 0,219

CO 17,8

4,5

1,71

Na Figura 46 podem ser observadas as variações das principais concentrações do gás

gerado em porcentagem de volume versus o fator de ar.

111

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

% vol

CO CH4 H2

Figura 46 - Concentrações de

H e ,COCH

no gás gerado versus o fator de ar (experimental)

O cálculo do poder calorífico é realizado a partir de sua composição volumétrica,

conforme mostrado nas equações (5.10).

∑

igig

CPCIPCI

(5.10)

/;7,108,356,12

NmMJCCCPCI

HCHCOgas

++=

Onde:

HCHCO

CCC correspondem às concentrações volumétricas dos componentes.

Conforme observado na figura 47, percebemos uma queda gradativa no poder

calorífico do gás obtido ao aumentarmos o fator de ar durante a operação. Esta queda do

poder calorífico está relacionada à diminuição da porcentagem em volume dos componentes

do gás de biomassa. Com isto, podemos constatar melhores condições de operações para um

fator de ar de 0,219.

112

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Poder calorifico inferior

(MJ/Nm3)

Figura 47 - Poder calorífico do gás versus o fator de ar (experimental)

Tendo em vista sua importância no desempenho desses equipamentos, a eficiência a

frio e a quente é uma importante variável de projeto a ser analisada. Para determinação da

eficiência desse processo, foi necessária a realização de um balanço de massa, tal como

algumas hipóteses fundamentais para solução do balanço. Na tabela 5.18 são descritos os

principais dados experimentais utilizados no balanço de massa do processo.

Tabela 5.18 - Dados experimentais utilizados para o balanço de massa e energia do processo

F.A

0,219 0,226 0,236 0,239 0,249 0,257 0,269

biom

(Kg/h)

154,84

150,57

145,05

139,75

134,18

129,53

124,59

/h)

135 135 136 133 133 132,44

133

O balanço de massa e energia do gaseificador será realizado conforme o esquema

mostrado na figura 48.

113

Figura 48 - Esquema utilizado para realização do balanço de massa no equipamento.

Utilizando a lei de conservação da massa (Equação 5.11) para o volume de controle

(V.C) da figura 48, temos:

∑

(5.11)

cinzasOHgásarbiom

mmmmm

VAPOR

&&&&&

++=+

(5.12)

Com base na tabela 5.18 é possível realizar os cálculos para obter as eficiências (frio e

quente) para o fator de ar de 0,219.

Cálculo da vazão de vapor de água (

VAPOR













100

biomOH

VAPOR

(5.13)

hkg

VAPOR

/30,16

100

53,10

84,154













Gaseificador

Ciclone

com

OVAPORH

gás

CINZAS

V.C

114

Cálculo da vazão de cinzas (

cinzas













100

.UB

biomcinzas

Cinzas

(5.14)

Onde:

Cinzas

corresponde a porcentagem de cinzas em Base úmida

hkg

cinzas

/39,25

100

4,16

84,154 =













Calculando a vazão de ar nas condições normais (0°C e 1 atm), tem-se:













arar

NORMAL

)15,273(

15,273

(5.15)

Onde:

(ºC) corresponde a temperatura de entrada do ar no plenum

NORMAL

68,110

)6015,273(

15,273m

135 =













Em termos de vazão mássica de ar, tem-se:

NORMALNORMAL

arar

×=

68,110

(5.16)

Considerando a densidade do ar igual a 1,303

, obtém-se:

NORMAL

21,144=

115

Substituindo as vazões mássicas na Equação (5.12), obtém-se a vazão mássica de gás

gerado:

gás

= 257,36

Sabendo que de acordo com a equação (5.17), podemos realizar o cálculo da densidade

do gás gerado nas condições normais, da seguinte forma:

NORMALNORMAL

xxgas

ρρ

∑

(5.17)

Onde:

: corresponde a concentração volumétrica de cada componente do gás gerado

NORMAL

: referem-se a densidade de cada componente nas condições normais

∑

+++++=

outrosoutrosNNCOCOHHCHCHCOCOgas

CCCCCC

NORMAL

ρρρρρρρ

22222244

(5.18)

Onde:

∑

outrosoutros

correspondem ao somatório de cada componente pela densidade dos

compostos hidrocarbonetos (C

, C

e C

). Segundo a literatura esses

hidrocarbonetos representam menos de 1% do gás gerado, conseqüentemente, não sofrem

grande influência no poder calorífico e na eficiência do equipamento.

Com relação aos teores de CO

e N

por não serem medidos nos experimentos devido

à falta de recursos, adotamos um percentual de 17,42 % de CO

( Mansaray, 1999)

Para os outros componentes, obtemos os percentuais em volume, segundo a tabela

5.17, utilizando um fator de ar de 0,219.

CO = 17,8 % ; CH

= 4,5% ; H

= 1,71%

E finalmente, para o N

obtemos o seguinte percentual por balanço:

= 58,57%

116

As densidades para cada componente do gás nas condições normais estão mostradas

na tabela 5.19.

Tabela 5.19 - Densidades dos principais componentes do gás gerado nas condições normais

Compostos CO

CO H

NORMAL

(Kg/m

)

1,98 1,260436 0,090768 1,2661436 0,717

Substituindo as concentrações dos componentes e os dados da tabela 5.19 na equação

5.18 , determinamos a densidade do gás gerado nas condições normais.

2614,1.5857,098,1.1742,009,0.0171,0717,0.045,026,1.178,0 ++++=

NORMAL

gas

NORMAL

gas

=1,34kg/Nm

Com isso chegamos à vazão mássica de gás nas condições normais:

Nmkg

hkg

gás

8,191

/34,1

/36,257

Com todas as vazões mássicas (biomassa, ar e gás), o poder calorífico (biomassa e

gás) e a entalpia do ar nas condições normais, determinam-se o desempenho do equipamento

(eficiência a frio e a quente) do equipamento (NOGUEIRA E LORA, 2003).

ararbiombiom

gásgás

hmPCIm

PCIm

⋅+⋅

⋅

(5.19)

Onde:

corresponde a entalpia do ar (gás ideal) a temperatura de entrada no reator

30,4%0,304

36,33321,1441610084,154

1004.48,191

⋅+⋅

×⋅

117

A eficiência a quente do gaseificador é obtida levando em considerando o calor latente

do gás (Equação 5.20).

ararbiombiom

gásgásgásgás

hmPCIm

⋅+⋅

⋅

(5.20)

Onde:

h corresponde a entalpia do ar (gás ideal) a temperatura de entrada no reator.

gás

h corresponde ao somatório dos produtos de cada concentração pela entalpia dos

componentes (Equação 5.21).

xxgás

hCh

∑

(5.21)

∑

+++++=

outrosoutrosNNCOCOHHCHCHCOCOgás

hChChChChChCh

22222244

(5.22)

Substituindo as entalpias e as concentrações de cada componente do gás gerado na

equação (5.22), obtemos:

gás

80,616=

Levando em conta o calor latente do gás obtemos a eficiência a quente do gaseificador.

%65,36366,0

36,33321,1441610084,154

80,61636,2571004.48,191

⋅+⋅

⋅+×⋅

118

5.7. COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS

Os resultados das simulações com o software CSFB apresentam divergências em

comparação com os testes experimentais. Entre as principais divergências, observam-se

baixas concentrações de monóxido de carbono (CO), conforme observado na figura 49.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

CO, %vol.

Altura dinâmica de 1100 mm Altura dinâmica de 2000 mm Experimental

Figura 49 - Gráfico comparativo da concentração de CO no gás obtido entre os resultados do

experimento e da simulação com o software CSFB

De acordo com os resultados gerados no CSFB, tanto para uma altura dinâmica de

2000 mm, como para a altura de 1100 mm, foram observadas concentrações muito baixa na

composição percentual do componente monóxido de carbono (CO). Outra discrepância

observada no comparativo simulador-experimento, diz respeito ao comportamento ascendente

do componente CO, principalmente, para altura dinâmica de 2000mm. Na altura dinâmica de

leito de 1100 mm é observado um comportamento constante da composição percentual de

CO, porém para esses resultados ainda se encontram sérias divergências se comparado com os

experimentos.

Na figura 50 correspondente ao teor de CH

, podemos observar menores taxas de

desvios entre o simulador CSFB e os experimentos, porém o simulador ainda apresenta um

comportamento oposto aos dos dados experimentais.

119

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

CH4 , % vol.

Altura dinâmica de 1100 mm Altura dinâmica de 2000 mm

Experimental

Figura 50 - Gráfico comparativo da concentração de CH

no gás obtido

A figura 51 mostra o comparativo entre o simulador-experimento para o componente

hidrogênio (H

) do gás. Mais uma vez, o software CSFB apresentou divergência em seus

resultados, apresentando um comportamento completamente oposto aos resultados

experimentais. O maior desvio observado para valores superiores a 0,235 de fator de ar é

conseqüência provavelmente da intensificação da combustão do H

no “freeboard” com o

oxigênio levado pelas bolhas.

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

H2, % vol.

Altura dinâmica de 1100 mm Altura dinâmica de 2000 mm

Experimental

Figura 51 - Gráfico comparativo da concentração de H

no gás obtido

120

Para as concentrações dos outros componentes (CO

e N

), não foi possível obter o

gráfico comparativo devido à falta de dados experimentais relativos às concentrações desses

componentes.

Devido a influência das concentrações dos componentes (CO, CH

e H

) no poder

calorífico do gás obtido, foi observado uma tendência oposta entre os testes experimentais e o

resultados simulados quando avaliamos a influência do fator de ar no poder calorífico do gás

(figura 52).

0,215 0,225 0,235 0,245 0,255 0,265 0,275

Fator de ar

Poder calorifico do

gás (MJ/Nm3)

Poder calorifico (altura dinâmico do leito de 1100mm)

Poder calorifico (altura dinâmico do leito de 2000mm)

Poder calorifico (Experimentos)

Figura 52 - Gráfico comparativo do poder calorífico do gás obtido

Os resultados da simulação e as divergências observadas entre o modelo e os

experimentos foram discutidas com o professor Marcio Souza-Santos. No anexo B são

apresentadas as suas considerações, várias das quais já discutidas ao longo do texto.

121

5.8. CAUSAS DAS DIVERGÊNCIAS DOS RESULTADOS

Na figura 53, observa-se possíveis causas das divergências entre as operações e as

simulações com software CSFB versão 3.

Figura 53 - Gráfico comparativo entre as causas das divergências entre os experimentos e a

simulação com CSFB

Nos testes experimentais, a biomassa foi introduzida muito próxima ao leito expandido,

ocasionando um regime de gaseificação de baixa eficiência devido à “flutuação” da biomassa

na superfície do leito expandido.

A utilização de um material inerte (óxido de alumina) com granulometria muito fina,

contribui para a formação de grandes bolhas no interior do reator (Slug Flow). Essas bolhas

contribuem para combustão do componente hidrogênio com oxigênio contido nas bolhas.

A versão 3 do software CSFB, apresentou dificuldades de convergência para leitos de

baixa altura. Segundo o autor do software, a nova versão do software (versão 20) não

apresenta esse tipo de problema, sendo capaz de realizar simulações com casca de arroz com

resultados mais realísticos do processo.

122

Capítulo 6

CONCLUSÕES

Com a realização deste trabalho podem-se concluir as vantagens da utilização da

técnica de gaseificação em leito fluidizado, tendo em vista a disponibilidade de matéria

orgânica (biomassa) nas regiões brasileiras. Outro fato observado na execução desse trabalho,

diz respeito à importância dos modelos de gaseificação e as suas dificuldades de

implementação, tendo em vista a complexidade do processo de gaseificação em leito

fluidizado. Alguns modelos comerciais disponíveis no mercado foram apresentados, entre eles

o Comprehensive Simulator for Fluidized Bed - CSFB, utilizado para a simulação de

gaseificação do NEST/IEM/UNIFEI.

Através dos resultados dos testes e da modelagem com o software CSFB, conclui-se a

influência dos parâmetros operacionais, principalmente, do fator de ar na qualidade final do

gás obtido, tal como no desempenho do equipamento. Essa influência do fator de ar pode ser

observada tanto nos testes experimentais realizados com casca de arroz, como nas simulações

com o software CSFB, embora os resultados não tenham o mesmo comportamento.

Os resultados da simulação com o software CSFB - Comprehensive Simulator for

Fluidized Bed versão 3 não tem coincidência satisfatória se comparado com os testes

experimentais realizados com casca de arroz. Segundo o autor, as discrepâncias dos resultados

pode ser fruto da sensibilidade do software CSFB aos parâmetros relacionados à análise

imediata e elementar da biomassa alimentada, tal como as características físico-químicas das

partículas envolvidas no processo (casca de arroz e inerte). No entanto, o software CSFB não

123

apresentou grande sensibilidade nos parâmetros destacados anteriormente pelo autor. Os

parâmetros de maiores sensibilidades observados no decorrer das simulações foram os fluxos

mássicos (biomassa e agente oxidante) e os parâmetros geométricos do equipamento.

Outra possível causa dessas discrepâncias, diz respeito à falta de um banco de dados

específicos para a casca de arroz. Segundo o Departamento de Engenharia Biológica e de

Agricultura da Universidade da Califórnia, que realizou um estudo comparativo entre os

experimentos e os resultados gerados no CSFB versão 3.5, foi encontrado baixos teores nas

concentrações dos componentes do gás, principalmente, na concentração de monóxido de

carbono (CO). Conforme visto na elaboração deste trabalho, problemas similares também

foram observados nas simulações-experimentos realizados com casca de arroz, comprovando

que o CSFB precisa de revisão, provavelmente na rotina de desvolatização ou ajustes de

coeficientes cinéticos, conforme citado pela Universidade da Califórnia.

Souza-Santos (2007) afirma que a discrepância entre os dados experimentais da

Universidade da Califórnia e os resultados da modelagem com o CSFB são resultados de não

ter se enquadrado no modelo o aquecimento elétrico externo do reator. Uma vez, corrigido

este erro, a concordância foi satisfatória.

Outros fatos relevantes foram observados no decorrer da execução deste trabalho, pois

o programa parte da hipótese que a altura dinâmica do leito é mantida constante, o que não é o

caso da maioria dos projetos de gaseificadores. Sendo assim, essa variável deveria ser

calculada e não servir de dado de entrada do programa.

O programa não foi capaz de modelar o processo físico do gaseificador para as

condições dos testes, já que para a altura do leito de 500 mm ele não conseguiu a

convergência. A justificativa que indica problemas de operação incorreta do gaseificar,

abordada pelo autor do software no anexo B do trabalho, não pode ser considerada válida, já

que o modelo deveria ser capaz de modelar inclusive estes regimes ditos “errados”.

O programa é válido para uma análise preliminar do processo e avaliação da operação

do reator, mas ainda deve ser (e esta sendo) aprimorado para que possa simular diferentes

condições do processo de gaseificação, em particular leito de baixa altura.

A versão 20 do software CSFB já esta disponível comercialmente, segundo o autor do

software com diversas melhorias, principalmente, na parte cinética das varias reações

envolvidas, mostrada no anexo A do trabalho. Uma analise detalhada dos dados, resultados e

124

das simulações dos ensaios com casca de arroz foram abordadas pelo autor do software

CSFB, estas discussões/justificativas estão abordadas no anexo B do trabalho.

125

SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS

Para sugestões de futuros trabalho, pode-se realizar a mudança de projeto e operação do

gaseificador de leito fluidizado. Essas mudanças são:



Alteração do ponto de alimentação da biomassa: Durante os testes experimentais,

provavelmente, a biomassa era introduzida em um ponto de alimentação muito

próximo ao leito expandido. Em conseqüência disto, obtém-se um regime de baixa

eficiência.



Aumento da granulometria do inerte: Durante os experimentos foi utilizado um inerte

com granulometria muito baixa ocasionando a formação de grandes bolhas no interior

do reator e favorecendo o fenômeno chamado Slug flow, indesejável na operação

desses reatores.

Além das propostas descritas anteriormente, é sugerido realizar novas simulações com a

nova versão do software CSFB. Segundo o autor do software, a versão 20 do CSFB pode

simular leitos de baixa altura, assim como modelar operações utilizando casca de arroz como

combustível.

126

ANEXO A

Principais reações químicas consideradas no software CSFB:

222

22242

SOaNOaOH

COOa

SNOCH

NOH

aSaNaOaH

+++→













++−++

R.1

SHaN

COHaa

OHaSNOCH

OaSaNaOaH

2222

)

1()1( +++−−+↔−+

R.2

SHaNHaHa

OHaCOCOSNOCH

SNS

OaSaNaOaH

23222

)

(2 ++−−−++↔+

R.3

SHaNHaOHaCHHaaa

SNOCH

SNOSNO

aSaNaOaH

23242

)

2( +++↔+++−+

R.4

SHaN

COHa

NOaSNOCH

OaSaNaOaH

2222

)

1()

()2( +−+++−↔−+

R.5

CharVolatileFuel

daf

+→

R.6

TarGasesVolatile +→

R.7

OHSolidusCarbonaceoDrySolidusCarbonaceoWet

+−−↔−−

R.8

SHaN

COHa

NOaSNOCH

OaSaNaOaH

222

)

1(2)

()2( +−+++−↔−+

R.9

SHaN

COHa

ONaSNOCH

OaSaNaOaH

2222

)

1()

()1( +−+++−↔−+

R.10

CharTar →

R.11

COCaOCaCO +⇔

R.12

422

222 CaSOOSOCaO ⇔++

R.13

OHAbsorbentDryAbsorbentWet

+−↔−

R.14

OHCaSSHCaO

+⇔+

R.15

OHInertSolidDryInertSolidWet

+−−↔−−

R.16

422

222 MgSOOSOMgO ⇔++

R.17

OHMgSSHMgO

+⇔+

R.19

222

HCOOHCO +⇔+

R.20

22 COOCO ⇔+

R.21

OHOH

222

22 ⇔+

R.22

OHCOOCH

2224

22 +⇔+

R.23

OHCOOHC

22262

6472 +⇔+

R.24

127

OHNOONH

223

6454 +⇔

R.25

OHSOOSH

2222

2232 +⇔+

R.26

NOON 2

⇔+

R.27

NObSObCObOb

bbb

bSNOHC

NSCS

CbSbNbObHbC

2222

)

( +++→++−++

R.28

322

)(

)

(

CHbb

NHbSHbCObHbbbb

SNOHC

NSOSNOC

bSbNbObHbC

−

+++→−−+−+

R.29

322

)(

)

CHbb

NHbSHbCObHbbb

bSNOHC

NSOSNO

CbSbNbObHbC

−

+++→++−−+

R.30

OHCOOHC

22242

223 +⇔+

R.31

OHCOOHC

22263

6692 +⇔+

R.32

OHCOOHC

22283

435 +⇔+

R.33

OHCOOHC

22266

612152 +⇔+

R.34

222

22434 HONCOOHCN ++⇔+

R.35

224

3HCOOHCH +⇔+

R.36

2242

422 HCOOHHC +⇔+

R.37

2262

522 HCOOHHC +⇔+

R.38

2263

633 HCOOHHC +⇔+

R.39

2283

733 HCOOHHC +⇔+

R.40

2266

966 HCOOHHC +⇔+

R.41

232

3422 HNONHNO +⇔+

R.42

223

3422 HONNHNO +⇔+

R.43

OHNNHON

2232

3423 +⇔+

R.44

OHNOHNO

222

2 +⇔+

R.45

OHONHNO

222

2 +⇔+

R.46

OHNHON

2222

+⇔+

R.47

CONOCONO +⇔+

R.48

2 COONCONO +⇔+

R.49

222

CONCOON +⇔+

R.50

OHHCNCONH

+⇔+

R.51

128

ONON

222

22 ⇔+

R.52

NOOON 42

⇔+

R.53

22 NOONO ⇔+

R.54

129

ANEXO B – OPINIÃO DO PROFESSOR MARCIO DE SOUZA-

SANTOS

PROBLEMAS COM OS DADOS INSERIDOS NO PROGRAMA:

•

Vários dados críticos inseridos no programa simulador (CSFB) contém grandes

incertezas, pois foram retirados da literatura e não determinados em laboratório. Entre

eles: composições imediatas e elementares do combustível, densidades da alumina,

fator de forma da casca de arroz, etc. Tais dados influenciam muito o processo de

fluidização e gaseificação, que estão obviamente fortemente acoplados.

•

Outros dados muito importantes foram estimados. Entre eles a altura dinâmica do

leito. Também, têm decisiva influência nos resultados.

•

As temperaturas no leito foram lidas por apenas dois termopares. Isto pode levar a

grandes incertezas.

PROBLEMAS COM DADOS DE OPERAÇÃO:

•

Embora vários ensaios tenham sido realizados com significativas diferenças em

fatores de ar (variando entre 0,239 e 0,219), as temperaturas no leito ficaram todas em

700°C. Isto é uma impossibilidade. Assim, fica muito comprometida a confiabilidade

dos dados medidos e resultados reportados.

•

Não foi determinada a altura real de leito. Já comentado.

•

Não foi determinada a fração de conversão de carbono. Tal dado é básico para estimar

a eficiência do processo bem como para comparar com resultados de simulação.

•

Não foram determinadas concentrações de gases muito importantes, entre eles o CO

130

PROBLEMAS COM A OPERAÇÃO:

•

A concentração de hidrogênio nos gases produtos de todos os ensaios é muito baixa.

Isto contradiz todos os resultados de gaseificação em operações razoavelmente bem

conduzidos. A média dessas concentrações sempre fica entre 9 e 13% para operações

com ar à pressões várias (inclusive ambiente). Tal problema pode estar relacionado

com um dos fatores abaixo:

a. Grandes bolhas ao longo do leito ou mesmo Slug-flow. Nesta última condição o

diâmetro das bolhas chega a alcançar o diâmetro interno do leito. Mesmo bolhas grandes

levam a baixa troca de massa entre essa fase e a emulsão. Como mostrei em vários artigos e

no livro, as bolhas acabam funcionando como um reservatório de oxigênio e oxidando grande

parte dos gases combustíveis durante suas trajetórias ao topo do leito. Além disso, ao

chegarem ao topo do leito, rompem-se e, agora no Freeboard, acabam de oxidar parte dos

gases trazidos pela emulsão. A simulação mostra que os diâmetros das bolhas ficaram muito

grandes ao longo do leito e regime de slug-flow foi obtido próximo ao topo do leito. Isto

confirma a minha avaliação e explicação das baixas concentrações de hidrogênio. Quero

também lembrar que um processo de gaseificação qualquer que forneça abaixo de 8% em

hidrogênio não é aceitável comercialmente. Os ensaios mostram concentrações de H

entre

0,69% e 3,6%. Embora a concentrações de CO tenham sido razoáveis, a qualidade do gás

depende principalmente na concentração de hidrogênio. O monóxido de carbono se oxida em

velocidade menor que o hidrogênio, e isto explicaria o fato de que tenha sobrevivido melhor à

oxidação ao longo do leito e do Freeboard causado pela presença de grandes bolhas. A causa

de grandes bolhas está no fato de que velocidades superficiais de gases ficaram muito acima

da mínima de fluidização. Obviamente, sempre se obtém velocidade superficial acima da

mínima, mas, em processos de gaseificação, deve-se procurar não ultrapassar muito. A

penalidade é obter bolhas relativamente grandes com os efeitos já comentados. Assim, os

ensaios mostram grandes problemas.

b. Possível infiltração de ar no trem de amostragem de gases. Isto também levaria a

baixas concentrações de hidrogênio. Porém, esta hipótese é menos provável que a indicada

acima.

c. Possíveis segregações entre a casca de arroz e a alumina. Tal processo ocorre em

determinadas condições de fluidização e permite que as partículas de menor densidade ou

131

velocidade de fluidização “flutuem” na superfície do leito. Tal problema leva a vários

problemas, entre eles que a pirólise do combustível flutuando não ocorra no interior do leito.

Os gases da devolatilização são ricos em CO e contém pouco H

. Por outro lado, o simulador

não indica que tenha havido segregação. Desse modo, a hipótese “a” continua ser a mais

provável.

•

A temperatura no leito também ficou abaixo do que usualmente se obtém em processo

bem sucedidos. Os ensaios mostraram temperaturas em torno de 700°C, enquanto que

o usual é operar acima 800°C. Embora pareça pequena, 100°C trazem grandes

diferenças em qualidade de gás e conversão de carbono.

DIFICULDADES EM SIMULAR O PROCESSO:

•

O CSFB (3.0) ou a nova versão CSFMB, não podem responder bem quando dados

inseridos aos programas contém grandes incertezas.

•

O programa não está preparado para simular com precisão operações com

combustíveis fora dos listados no manual, tal como casca de arroz. Por outro lado, a

nova versão permite que correções em cinéticas das várias (mais de 100) reações

possam ser inseridas. Cabe lembrar que cinzas em combustíveis operam como

catalisadores ou envenenadores para várias reações importantes do processo. O correto

é obter na literatura ou em laboratório as cinéticas, ao menos de reações mais

importantes. Outra alternativa, embora menos desejável, é calibrar o programa por

tentativa e erro modificando alguns parâmetros de cinética até reproduzir um ensaio. A

partir daí, o programa estaria pronto para ser utilizado para prever futuras operações e

mesmo para otimizar o processo. Este é um trabalho demorado, mas que poderia ser

feito com a nova versão do programa.

132

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