Combustão

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Universidade Estadual de Campinas
UNICAMP
Faculdade de Engenharia Mecânica
Departamento de Engenharia Térmica e de Fluidos
IM351-Tecnologia da Combustão
Conteúdo do 3° Capítulo
3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão. __________________________1
3.1 Cálculo da Quantidade Teórica de Ar Necessária Para a Combustão _____________________1
3.2 Coeficiente de Excesso de Ar - Análise de Gases e Expressões Para a Determinação do Excesso
de Ar_______________________________________________________________________________4
3.2.1 Determinação do Coeficiente de Excesso de Ar (α) _________________________________________ 5
3.2.2 Equações Fundamentais da Combustão___________________________________________________ 5
3.2.3 Equações Para o Cálculo de α__________________________________________________________ 6
3.2.3.1 Fórmula Por Carbono ______________________________________________________________ 6
3.2.3.2 Fórmula Por Oxigênio _____________________________________________________________ 7
3.2.4 Verificação de Erros nas Medições ______________________________________________________ 8
3.3 Analisadores de Gases ____________________________________________________________9
3.3.1 Aspectos a Serem Considerados Durante a Análise de Gases Utilizando-se o ORSAT _____________ 11
3.3.2 Analisadores de Gases FYRITE e BACHARACH _________________________________________ 11
3.3.3 Analisadores Contínuos______________________________________________________________ 12
3.4 Cálculo do Volume dos Produtos da Combustão _____________________________________12
3.4.1 Volume de Gases Triatômicos (VRO2 = VCO2 - VSO2)________________________________________ 12
3.4.2 Volume Teórico de Nitrogênio ________________________________________________________ 13
3.4.3 Volume Teórico de Vapores de Água nos Gases (VoH2O) ____________________________________ 13
3.5 Determinação da Entalpia dos Gases dos Produtos da Combustão ______________________15
3.6 Exemplo de Cálculo _____________________________________________________________16
3.7 Eficiência e Balanço Térmico _____________________________________________________19
3.8 Balanço Térmico e Perdas de Calor ________________________________________________21
3.9 Cálculo das Perdas de Calor ______________________________________________________23
3.9.1 Perdas com Gases de Escape (q2) ______________________________________________________ 23
3.9.2 Perdas Por Combustão Química Incompleta (q3) __________________________________________ 23
3.9.3 Perdas Por Combustão Mecânica Incompleta (qf)__________________________________________ 24
3.9.4 Perdas de Calor Para o Ambiente (q5)___________________________________________________ 25
3.9.5 Perdas com o Calor das Escórias e das Cinzas (q6)_________________________________________ 26
3.9.6 Cálculo do Consumo de Combustível ___________________________________________________ 27
3.9.7 Equação de Balanço de Energia _______________________________________________________ 27
3.10 Metodologia e Instrumentação Para Avaliação de Caldeiras _________________________28
3.10.1 Classificação dos Testes em Caldeiras __________________________________________________ 28
3.10.2 Recomendações Para a Avaliação de Caldeiras ___________________________________________ 29
3.10.3 Seqüência de Elaboração dos Dados de um Teste de Balanço em Caldeiras Para Biomassa (Combustível
Sólido em Geral) __________________________________________________________________________ 30
3.10.4 Instrumentação Específica Para Testes em Caldeiras _______________________________________ 32
3.10.5 Pesquisa do Processo de Combustão em Fornalhas de Caldeiras a Bagaço ______________________ 34
3.11 Exemplo de Resultados de Avaliação de Caldeiras Industriais________________________36
3.12 Referências __________________________________________________________________43
Tecnologia da Combustão Cap. 3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão
LPC (Comb-Cap3.doc) - Jul/2002 Página 3.1
3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de
Combustão.
Electo Silva Lora
Júlio F. Happ
O balanço de massa e energia nos processos de combustão é o primeiro
passo para proceder-se ao dimensionamento ou a avaliação de eficiência de
uma fornalha.
3.1 Cálculo da Quantidade Teórica de Ar Necessária Para a
Combustão
A reação de combustão de um dado combustível com o ar atmosférico pode
ser esquematizada da seguinte maneira.
(VCO2 + VSO2 + VH2O) (VN2 + VO2 + Vva) (VCO + VH2 + VCH4)Combustível + Va = 1 + 2 + 3
Onde Va corresponde ao volume de ar fornecido e cada parêntesis
corresponde respectivamente a:
(1) Produtos da oxidação completa (CO2, SO2 H2O). Durante a combustão de
biomassa, o teor de SO2 é muito inferior ao teor de CO2, portante
assume-se que o volume dos gases triatômicos RO2 = CO2 + SO2 é
praticamente igual que a CO2;
(2) Ar em excesso da combustão, umidade do combustível e do ar;
(3) Produtos da oxidação incompleta: VCO > VH2 > VCH4.
A presença de quantidade significativos de CO, H2 e CH4 nos gases
resultantes da combustão é um indicador de que a mesma procedeu em
regime inadequado.
O cálculo dos volumes de ar e gases nos processos de combustão permite:
 Selecionar os ventiladores de tiragem induzida (VTI ou exaustores) e
forçada (VTF ou sopradores);
 Projetar os condutos de ar;
 Determinar a velocidade relativa entre os gases e as superfícies de
aquecimento (define a transferência de calor por convecção).
Volume de ar teórico (Vao). É a quantidade de ar teoricamente necessária
para a combustão total de 1 kg de combustível e se calcula a partir das
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reações de combustão dos elementos que compõe (reações
estequiométricas).
Reações estequiométricas de combustão. São as reações de combustão
dos componentes elementares do combustível com o oxigênio, o calor liberado
nas mesmas é representado por ∆Q1 e pode ser obtido em tabelas na
literatura:
C + O2 → CO2 + ∆Q1
S + O2 → SO2 + ∆Q2
2H2 + O2 → 2H2O + ∆Q3
C + ½ O2 → CO + ∆Q4 para 1 kmol de cada elemento.
Por exemplo, os calores de formação (JANNAF, 1971) para:
CO2: (∆Q1)298,15K = -353,146±O,046 kJ/mol
H2O: (∆Q3)298,15K = - 241,595 kJ/mol
CO: (∆Q4)298,15K = - 110,436±0,167 kJ/mol
Substituindo os valores aproximados das massas moleculares dos diferentes
compostos obtém-se as seguintes fórmulas que permitem realizar o balanço de
massa:
12kg C + 32kg O2 = 44kg CO2
32kg S + 32kg O2 = 64kg SO2
4kg H2 + 32kg O2 = 36kg H2O
ou para 1 kg de cada componente:
1kg C + 2,66kg O2 = 3,66kg CO2
1kg S + 1kg O2 = 2kg SO2
1kg H2 + 8kg O2 = 9kg H2O
Para passar a quantidades volumétricas dividimos as massas pelas
respectivas densidades (Trembovlia et al, 1991), dadas para condições
normais de temperatura e pressão (temperatura de 0ºC e pressão de 0,1013
Mpa).
ρO2 = 1,429 kg/m3
ρCO2 = 1,925 kg/m3
ρSO2 = 2,86 kg/m3
ρH2O = 0,805 kg/m3
Portanto, obtemos:
1 kg C + 1,866m3 O2 = 1,904m3 CO2
1 kg S + 0,7m3 O2 = 0,7m3 SO2
1 kg H2 + 5,6m3 O2 = 11,1m3 H2O
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Resumindo:
1 kg de C necessita 1,866 m3 de O2 e obtém-se 1,904 m3 de CO2
1 kg de S necessita 0,7 m3 de O2 e obtém-se 0,7 m3 de SO
1 kg de H2 necessita 5,6 m3 de O2 e obtém-se 11,1 m3 de H2O
Considerando-se que 1 kg de combustível contém:
Ct/100 kg de carbono
St/100 kg de enxofre
Ht/100 kg de hidrogênio
Ot/100 kg de oxigênio
Então, para a combustão de um 1 kg de combustível é preciso uma quantidade
de oxigênio igual a soma de que necessitarão os elementos que compõe para
a sua combustão.
O superescrito “o” será utilizado para definir os volumes teóricos, ou seja,
quando não existe ar em excesso.
V
C S H O
m kgOo
t t t t
2
1866 100 0 7 100 5 6 100
1
1 429 100
3= + + −, . , . , . , . , / (3.1)
V
C S H O
O
o
t t t t
2
1866 0 375 5 6 0 7
100=
+ + −, .(, . ) , . , .
(3.2)
Deve-se notar que a composição do ar seco é de:
O2 → 21,000 % vol.
N2 → 78,050 % vol.
Ar → 0,920 % vol.
CO2 → 0,030 % vol.
Portanto:
V
V
C S Hao
O
o
t t t t= = + + −20 21 0 0889 0 375 0 265 0 03330, , .( , . ) , . , . (3.3)
Pode-se corrigir a Equação 3.3 levando-se em conta a umidade do ar. Para
isto, calcula-se um fator f de correção do ar seco para a umidade do mesmo.
Normalmente a diferença devido a umidade do ar será desprezível.
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3.2 Coeficiente de Excesso de Ar - Análise de Gases e Expressões
Para a Determinação do Excesso de Ar
Na prática é preciso administrar um volume de ar Va maior que o Vao teórico
necessário para se obter combustão completa do combustível por causa da
dificuldade de garantir mistura perfeita do ar com o combustível e do tempo
limitado de permanência deste na câmara de combustão. Daí surge o conceito
de excesso de ar necessário para a combustão, muito importante para a
correta operação de fornos e caldeiras.
O coeficiente de excesso de ar (α) é a relação entre o volume de ar teórico e
real necessários para a combustão, representado pela expressão:
α =
V
V
a
a
o (3.4)
Pode ser expresso como fração ou porcentagem, e é determinado na saída da
fornalha ou da caldeira.
Utiliza-se algumas vezes o índice de excesso de ar (e) que representa o ar
excedente administrado à fornalha, ou seja:
α = 1 + e (3.5)
A Tabela 3.1 apresenta a relação entre o valor do coeficiente de excesso de ar
em fornalhas para a queima de bagaço, o tipo de fornalha e a umidade deste
combustível.
Tabela 3.1 - Dependência do coeficiente de excesso de ar (α) da umidade do
bagaço e do tipo de fornalha
Umidade do bagaço (%)
Tipo de fornalha 50 40 30
- Fornalha de ferradura
- Fornalha de grelha basculante
1,6-1,8
1,3-1,4
1,3-1,5
1,25-1,30
1,2-1,3
1,15-1,25
Prieto (1981)
Como se observa na Tabela 3.1, uma redução na umidade permite trabalhar
com um coeficiente de excesso de ar menor, devido às partículas mais leves
permitirem uma melhor mistura ar-combustível. Similarmente, sistemas mais
avançados com uma maior porcentagem de partículas queimadas em
suspensão permitem operar com α menores.
O valor ótimo do excesso de ar αótimo é função do tipo e características do
combustível assim como do tipo de fornalha.
Em geral, em sistemas modernos de combustão, o coeficiente de excesso de
ar (α) toma os seguintes valores (Beaton e Silva, 1991):
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 Combustíveis sólidos: 1,15 - 1,30
 Combustíveis líquidos: 1,05 - 1,10
 Combustíveis gasoso: 1,02 - 1,05
α > αótimo consumo excessivo de energia elétrica nos ventiladores devido ao
volume excedente de ar e gases que são movimentados pelos
mesmos. Além disso o ar em excesso é aquecido no pré-aquecedor
o que constitui uma perda de calor adicional;
α < αótimo combustão química e mecânica incompleta (nos produtos da
combustão aparecem CO, H2, CH4, e partículas sólidas parcialmente
queimadas).
3.2.1 Determinação do Coeficiente de Excesso de Ar (αααα)
É possível, a partir de dados experimentais sobre a composição dos gases
produzidos pela combustão determinar-se o coeficiente de excesso de ar, ou
seja:
α = f(CO2, O2, CO, H2, CH4)
onde: CO2, O2, CO, H2, CH4 - concentrações volumétricas destes compostos
nos produtos da combustão, %
A análise de gases que se realiza durante a avaliação de caldeiras permite
estimar:
 O grau de otimização do processo de combustão, ou seja, a perda de
calor por combustão química incompleta;
 As condições de combustão do combustível (coeficiente de excesso de
ar);
 O caráter da combustão em diferentes zonas do forno (dinâmica da
combustão);
 As infiltrações de ar nos dutos dos gases.
3.2.2 Equações Fundamentais da Combustão
A metodologia para a elaboração dos dados de análise de gases está baseada
na equação fundamental da combustão (deduzida a partir da equação de
equilíbrio do oxigênio), ou seja, uma vez que o oxigênio representa cerca de
21% do volume do ar, os átomos de oxigênio presentes nos produtos da
combustão devem representar esta fração volumétrica.
A equação fundamental da combustão (Jzmalian, 1975) é:
a) Para a combustão incompleta:
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21 = RO2 + O2 + β.RO2 + (0,605 + β).CO
b) Para a combustão completa (CO = 0)
21 = RO2 + O2 + β.RO2
onde:
β =
− +
+2,35
H 0,126 0 0,038 N
C 0,375 S
t t t
t t (3.6)
Sentido físico de ββββ (Característica do combustível ou Coeficiente de Bunte) -
Relação entre o consumo de oxigênio do ar para oxidação do hidrogênio livre
do combustível e para a formação de gases triatômicos (RO2) e se utiliza para
relacionar os produtos da combustão com a composição elementar do
combustível. Por exemplo, para o bagaço da cana-de-açúcar, calculando pela
Equação 3.6, o valor de β é aproximadamente
2,24 x 102.
As equações fundamentais da combustão estão baseadas no balanço de
oxigênio e podem ser utilizadas para comprovar se existe algum erro na
análise da composição dos gases produzidos pela combustão. Assim, pela
equação da combustão completa conhecendo-se β e o teor de oxigênio nos
gases, pode-se determinar o teor de gases triatômicos (RO2). A equação
fundamental da combustão incompleta permite calcular o conteúdo de CO nos
gases produzidos pela combustão a partir dos dados sobre o conteúdo de O2 e
RO2. Assim, se a análise dos produtos da combustão for incompleta (somente
RO2 e O2), e assumindo-se apenas CO como produto da combustão
incompleta, pode-se calcular o seu teor pela expressão:
CO =
 21- RO - (RO + O
 + 0,605
2 2 2β
β
⋅ ) (3.7)
3.2.3 Equações Para o Cálculo de αααα
3.2.3.1 Fórmula Por Carbono
Os parâmetros β e CO2máx dependem apenas da composição elementar do
combustível e constituem-se em características importantes do mesmo. CO2máx
é o teor máximo de CO2 durante a queima de um combustível (equação 3.8),
para:
α β = 
CO
 onde: CO2 2
má x
má x
CO2
21
1, = + (3.8)
para o caso da combustão completa (α=1) e VO2=0.
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Quando não se dispõe de dados sobre a composição elementar do
combustível, o calor de CO2máx pode ser determinado a partir dos resultados da
análise de gases pelas seguintes expressões (Ravich, 1987).
a) Para o caso da combustão completa:
100 
O 4,76 - 100
CO = CO
2
2máx
2 (3.9)
b) Para o caso da combustão incompleta:
CO = 
CO + CO + CH
100 - 4,76 (O 2 CH - 0,5 CO - 0,5 H
 1002
2 4
2 4 2
má x
− )
 (3.10)
3.2.3.2 Fórmula Por Oxigênio
Vejamos primeiramente a dedução da fórmula.
A concentração de oxigênio excedente nos gases pode-se expressar como:
O2 =
⋅ ⋅0,21 ( -1) V
V
 . 100a
o
gs
α (3.11)
onde: Vgs → volume de gases secos.
A concentração de oxigênio excedente é determinada com referência ao
volume de gases secos porque os vapores de água são condensados e
separados antes do analisador de gases. Segundo as equações
estequiométricas de combustão o volume de oxigênio consumido é
aproximadamente igual à soma dos volumes de CO2 e SO2 obtidos.
Portanto, partindo do volume de gases secos, por hipótese:
V V V VN VO VN Vgso CO SO o o o ao= + + = + =2 2 2 2 2 (3.12)
conseqüentemente:
Vgs = α Vao (3.13)
Substituindo na Equação 3.11:
O2
21 1
 =
−( )α
α (3.14)
Separando α obtemos:
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α = −
21
21 2O
(3.15)
Fórmula mais exata:
α =
− ⋅
−
210 02
21
2
2
, O
O (3.16)
Para o caso de combustão incompleta:
α =
− − − −
21
21 (O 0,5 CO H CH2 2 40 5 2, )
(3.17)
3.2.4 Verificação de Erros nas Medições
Combustão Completa
Conhecida a concentração de oxigênio O2 nos produtos da combustão e o
coeficiente β, se calcula o valor da concentração de gases triatômicos RO2
(equação 3.18) e se compara com o valor medido.
RO
O
2
221
1=
−
+ β (3.18)
Recomendações sobre a seleção do parâmetro para o controle do
coeficiente de excesso de ar:
I. Desvantagens da utilização da concentração do CO2 como parâmetro de
cálculo:
 A concentração de CO2 nos produtos da combustão depende não
apenas de α, mas também do tipo e composição do combustível;
 conteúdo de CO2 nos produtos de combustão na presença de
combustão química não completa não é uma função unívoca do
coeficiente de excesso de ar, inclusive para uma composição
constante do combustível (o mesmo valor de CO2 pode
corresponder a mais de um valor de α);
 Durante o trabalho da caldeira com uma mistura de dois ou mais
tipos de combustíveis o método de controle por CO2 não é aplicável
uma vez que uma pequena variação na correlação entre os
combustíveis que se queimam provoca variação no valor de CO2máx.
II. Vantagens do controle pela concentração de O2:
 A variação da composição do combustível ou da correlação
quantitativa de diferentes combustíveis praticamente não influencia
o conteúdo de O2 nos produtos da combustão, já que a dependência
O2 = f(α) para diferentes tipos de combustíveis, durante a
combustão completa, não se afasta muito da curva teórica.
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Infiltração de Ar
Através dos interstícios da fornalha e dutos de gases, que trabalham a uma
pressão menor que a atmosférica, introduz-se uma quantidade de ar adicional
do meio ambiente (infiltrações). No sentido do movimento dos gases a
quantidade de ar aumenta continuamente. Até a superfície de aquecimento i o
excesso de ar dos gases produto da combustão é determinado pela seguinte
expressão:
α α = + f n=1
i∑ ∆α inf il (3.19)
onde: ∆α inf ilf - infiltração de ar ambiente na fornalha.
Durante o projeto de caldeiras determina-se o excesso de ar na saída da
fornalha αf e se assumem as infiltrações nas superfícies de aquecimento
segundo a Tabela 3.2.
O coeficiente de excesso de ar a ser introduzido juntamente com o combustível
pode ser estimado por:
αcomb = αf - ∆inf ilf (3.20)
3.3 Analisadores de Gases
São os instrumentos de medição que permitem conhecer a composição, em
fração volumétrica, dos produtos da combustão, ou seja, os dados necessários
para o cálculo do coeficiente de excesso de ar.
Classificação: - Analisadores volumétricos (por absorção)
- Por absorção de radiação infravermelha
- Por suscetibilidade magnética
- Com célula eletrolítica
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Tabela 3.2 - Valores recomendados da infiltrações nas superfícies de aquecimento
Superfície ∆∆∆∆αααα1
Fornalha (∆α1)
Com forro metálico
Sem forro
0,015
0,100
Condutos de gases das superfícies de aquecimento
Feixe de tubos situados na saída da fornalha (festón)
Superaquecedor
Feixe de convecção (cada parte)
Economizador
Pré-aquecedor de ar tubular
Pré-aquecedor de ar regenerativo
0,00
0,03
0,05
0,02
0,03
0,02
Tanquero (1987)
Analisadores volumétricos: Baseiam-se na absorção seletiva dos gases por
soluções absorventes. A diferença de volume de gás após cada absorção
indica o componente gasoso e sua quantidade volumétrica. Uma vez que a
amostra é de 100 mil de gás, os volumes absorvidos já indicam a porcentagem
(%) dos componentes.
Os analisadores volumétricos são os mais utilizados em aplicações industriais
e os de menor custo (ORSAT, FYRITE, BACHARACH). Na Figura 3.1 é
mostrado um esquema de um analisador tipo ORSAT, que é utilizado para a
análise de CO2, O2 e CI em uma faixa de 0,2-100% com uma margem de erro
de aproximadamente 2,0%. Alguns equipamentos analisam também H2 e CH4
por combustão residual. o tempo para uma análise é de cerca de 15 minutos.
Os reagentes utilizados são: para o CO2 - solução de hidróxido de potássio;
para o O2 - solução de pirogalato de potássio; para o CO - solução de β-
naftosulfato de cobre; e uma solução confinante - solução aquosa de sulfato de
sódio (inerte em relação aos principais componentes da amostra).
Figura 3.1 - Esquema de um analisador tipo ORSAT
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3.3.1 Aspectos a Serem Considerados Durante a Análise de Gases Utilizando-
se o ORSAT
seqüência: CO2 → O2 → CO
Deve-se respeitar rigorosamente esta seqüência, uma vez que as soluções
absorvem de um componente, assim por exemplo, a solução de pirogalato de
potássio também absorve o CO2 além de O2.
3.3.2 Analisadores de Gases FYRITE e BACHARACH
Na Figura 3.2 é mostrado um esquema típico de um analisador volumétrico
portátil (IPT, 1990). Estes analisadores apresentam um erro da ordem de
0,5%, portanto maior que o erro do ORSAT. O incremento do erro se deve ao
fato de que não se controla com precisão o volume da amostra que se
introduz.
Solução absorventes: CO2 - hidróxido de potássio 33%
O2 - solução a base de cromo
Recomendações
 Verificar regularmente as soluções de CO2 e O2 utilizando como “gás
padrão”:
- ar ambiente: 29,9% O2
- ar expirador pelo homem: 4,0% de CO2
 Capacidade de absorção das soluções:
- CO2 - 350 amostras com 10% de CO2
- O2 -100 amostras com 10% de O2
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Figura 3.2 - Esquema de um analisador volumétrico portátil tipo FYRITE
Devido a facilidade de uso e ao alto erro são recomendados principalmente
para monitoramento de equipamento, mas não em testes de avaliação pelo
balanço térmico.
3.3.3 Analisadores Contínuos
São equipamentos custosos com tempo de respostas muito rápido.
Classificam-se de acordo com o princípio de funcionamento:
- Por absorção de radiação infravermelha: CO2 e CO
- Por suscetibilidade magnética: O2
- Célula eletroquímica (ZnO): O2
Devem ser calibrados periodicamente com misturas padrões.
3.4 Cálculo do Volume dos Produtos da Combustão
3.4.1 Volume de Gases Triatômicos (VRO2 = VCO2 - VSO2)
A partir das equações estequiométricas:
- de 1 kg de carbono → 1,866 m3 de CO2
- de 1 kg de enxofre → 0,7 m3 de SO2
VRO2 = 1,866 
C
100 + 0,7 
S
100
t t
(3.21)
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ou:
V S m kgRO t2 0 375
3 = 0,01866 (Ct + , . ), / (3.22)
3.4.2 Volume Teórico de Nitrogênio
Procedente do ar:
V V kgNa ao2 0 79= ⋅, , / m
3 (3.23)
Procedente do combustível:
VNC
N
2
2
1
 = 
N
100
t
⋅ γ (3.24)
onde: γN2 - peso específico do Nitrogênio: γN2 ≈ 1,25 kg/m3 (em condições
normais de pressão e temperatura).
Substituindo:
V kgNC2 = 0,008N m
t 3, / (3.25)
VNo 2 = V + VN
a
N
c
2 2 (3.26)
V kgNo 2 = 0,79 V + 0,008N ma
o t 3⋅ , / (3.27)
3.4.3 Volume Teórico de Vapores de Água nos Gases (VoH2O)
 O vapor de água chega aos gases produzidos pela combustão por quatro vias:
a) Reação do hidrogênio do combustível com o oxigênio (R)
b) Umidade do combustível (W)
c) Umidade do ar (d)
d) Vapor de água para a atomização do combustível (q)
As equações para o cálculo de cada componente são:
( ) , /V kgH O R2 = 11,1 
H
100 = 0,111H m
t
t 3 (3.28)
(V oH O
o
O2 ) = 
W
100 ; = 0,805 kg / mW
t
H
H
3
2
2γ γ (3.29)
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LPC (Comb-Cap3.doc) - Jul/2002 Página 3.14
( , /V kgH OO2 ) = 0,0124 .W m
W t 3⋅ (3.30)
( )VH O
O d ar
H O
2 100 2
 = 
d Va
o⋅ ⋅γ
γ
(3.31)
onde:
d = 10 g devapor / kg de ar (umidade absoluta média do ar)
γar = 1,293 kg/m3 - peso específico do ar
γágua = 0,805 kg/m3 - peso específico do vapor de água
(
. ,
, , /V kgH O
o
2
1 293
1000
1
0 805) = 
10.V
 = 0,0161 V md a
o
a
o 3⋅ (3.32)
Se queimadores de atomização com vapor (para óleo combustível) são
utilizados:
( )VH Oo q2 = 1,24.Wq (3.33)
onde:
Wq = 0,3 - 0,35 kg de vapor/kg de combustível - quantidade de vapor
empregada na atomização
O volume teórico total de vapores de água é calculado como a soma de seus
quatro componentes.
V V V VH Oo Oo R H Oo W H Oo d H Oo q2 2 2 2 = (VH2 ) ( ) ( ) ( )+ + + (3.34)
V H W V W kgH Oo t t ao q2 0111 0 0124 0 0161 124= + + +, . , . , . , . /, m
e (3.35)
Então o volume teórico de gases:
V V V kggo No H Oo = V , mRO 32 + +2 2 / (3.36)
Durante a combustão com α > 1 o volume real de produtos da combustão é
maior que o volume teórico no volume de ar administrado em excesso na
fornalha (α - 1) Vao e no volume de vapores de água contidos no mesmo
0,0161.(α - 1)Vao .
V kgg = V + 0,0161.( -1).V mg
o
a
o 3α , / (3.37)
Por outro lado o volume real de produtos da combustão é composto pelo
volume de gases secos Vgs e o volume dos vapores de água.
V Vg gs= + VH O2 (3.38)
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V V Vgs No ao = VRO2 + + − ⋅2 1( )α (3.39)
V VH O Oo ao2 0 0161 1 = V H 2 + −, . ( ).α (3.40)
O valor de Vg é calculado para condições de temperatura e pressão normais e
de ser corrigido para a temperatura dos gases na seção da caldeira que está
sendo calculada.
A concentração de cinzas nos produtos da combustão é determinada pela
expressão:
µ = 
10.A
V , g / m
t
g
3⋅ aarr (3.41)
onde: aarr é a fração da cinza arrastada pelos gases (assume-se a partir de
dados experimentais para tipos diferentes de fornalhas).
3.5 Determinação da Entalpia dos Gases dos Produtos da
Combustão
Determina-se para o volume de gases obtidos durante a combustão de 1 kg de
combustível. A entalpia real dos gases (para α > 1) é determinada pela
expressão:
h hg ao = h , kJ / kggo + −.( )α 1 (3.42)
Onde: hgo = Entalpia teórica dos gases, kJ/kg
hao = Entalpia teórica do ar, kJ/kg
A entalpia teórica dos gases é calculada por:
h V c t V c t V c tgo RO RO No N H Oo H O= ⋅ ⋅ + ⋅ + ⋅ ⋅2 2 2 2 2 2( ) ( . ) ( ) (3.43)
+ ⋅ ⋅ ⋅( )c t
A
acin
t
arr100 , kJ / kg
Onde: (c.t)i = Entalpia do componente i do gás, kJ/m3
(c.t)cin = Entalpia da cinza, kJ/m3
e a entalpia teórica do ar é calculada pela equação:
h c tao ar = V , kJ / kgao ⋅ ( . ) (3.44)
Onde: (c.t)ar = Entalpia do ar, kJ/m3
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Os valores de entalpias dos componentes do gás, do ar e das cinzas
encontram-se na Tabela 3.3 para diferentes temperaturas.
Tabela 3.3 - Entalpias médias de 1 m3 de ar e gases e de 1 kg de cinzas
Temperatura
(oC)
(c.t)CO2
kJ/m3
(c.t)N2
kJ/m3
(c.t)H2O
kJ/m3
(c.t)O2
kJ/m3
(c.t)ar
kJ/m3
(c.t)cin
kJ/kg
100 169,98 129,79 150,72 131,71 132,30 80,80
200 357,55 260,00 304,38 266,92 266,28 169,14
300 558,93 391,88 462,64 406,71 402,77 263,76
400 772,04 526,69 626,34 500,86 542,61 360,00
Raznievic (1970)
3.6 Exemplo de Cálculo
A partir dos dados sobre a composição elementar (base em massa de
trabalho) do Eucalipto e conhecendo-se, também, a composição dos gases
produzidos pela combustão na saída da fornalha (RO2f = 17,7% e O2f = 3,5%)
e na saída da caldeira (RO2ge = 13,7% e O2ge = 7,01%), determinar:
 O volume de ar teórico e real necessários para a combustão;
 O volume de gases produtos da combustão do Eucalipto na saída da
caldeira;
 A concentração de cinzas nos produtos da combustão;
 A entalpia dos gases produtos da combustão na saída da caldeira (tge =
200ºC).
Solução:
Composição química elementar do Eucalipto:
Ct = 42,30%
Ht = 4,11%
Ot = 30,78%
Nt = 0,21%
St = 0,007%
At = 0,504%
Wt = 30%
Volume de ar teórico:
V S H kgao t t t= + + −0 0889 0 375 0 265 0 03330, , . ) , . , . , / (C mt 3
Vao = 0,0889 (34,30 + 0,375.0,007) + 0,265.4,11 - 0,0333.30,78
V kgao = 3,114 m3 /
Coeficiente de excesso de ar na saída da fornalha:
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Fórmula por Oxigênio:
α f = 
21
21- O = 
21
21- 3,5 = 1,22
Fórmula por Carbono:
 Coeficiente de Bunte:
β = 2,35
H t
⋅
− ⋅ + ⋅
+ ⋅
0 126 0 038
0 375
, ,
,
O N
C S
t t
t t
β = 2,36
4,11- 0,126.30,78.0,21
34,30 + 0,375.0,007 = 6,987.10
-3
RO má x2 = 
21
1+ = 
21
1+ 6,987.10
 = 20,85 %-3β
α βf = 
RO
RO , RO = 
21
1+
2
má x
2
2
má x
α f = 
20,85
17,7 = 1,18
Para os cálculos posteriores tomaremos o valor de αf determinado a partir da
concentração de oxigênio nos gases.
Comprovação dos resultados da análise dos gases:
(1 + β) x RO2 + 02 = 21
(1 + 6,987 x 10-3) x 17,7 + 3,5 = 21,32 ≈ 21`
Volume de ar requerido:
Volume teórico de gases:
V kga = V = 1,2.3,114 = 3,737 mao 3α⋅ /
V SRO t2 0 375 = 0,01866.(C
t + , . )
V kgRO2 = 0,01866 (34,30 + 0,375.0,007) = 0,64 m
3 /
VN t2 0 008 = 0,79.V Na
o + ,
V H W VN Oo t t ao2 0 111 0 01214 0 0161= + +, . , . , .
V kgH Oo 2 = 0,111.4,11 + 0,01214.30 + 0,0161.3,114 = 0,87 m
3 /
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Vgo Oo Oo = V + V + VRO N H2 2 2
V kggo = 0,64 + 2,46 + 0,87 = 3,97 m3 /
Coeficiente de excesso de ar na saída da caldeira:
αge = 
21
21- O = 
21
21- 7,01 = .52
αge = 
RO
RO = 
20,85
13,7 = 1,52
2
má x
2
Comprovação dos resultados:
(1 + β) RO2 + O2 = 21
(1 + 6,987.10-3) 13,7 + 7,01 = 20,8 ≈ 21
Volume real de gases na saída da caldeira:
V Vg ao = Vgo + −10161 1, .( ).α
V kgg = 3.97 + 1,0161 (1,5 -1) 3,114 = 5,55 m3 /
Concentração de cinzas nos produtos da combustão:
µ = 
10.A t .a
V
arr
g
Assumindo aarr = 0,6
µ = 
10.0,504.0,6
5,55 = 0,545 g / m
3
A entalpia dos gases produzidos pela combustão na saída da caldeira (Tge =
200ºC):
h V c t V c t V c t c t
A
ago RO RO No N H Oo H O cin
t
arr= + + +2 2 2 2 2 2 100.( . ) .( . ) .( . ) ( . ) . .
h 0,64 . 357,55 2,46 . 260,0 + 0,87 . 304,38 + 169,14 . 
0,604
100a
o = + . ,0 6
hgo = 1133,75 kJ / kg
hao = V (c.t) = 3.114.266,28 = 829,19 kJ / kgao ar
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h hg ao = h . ( = 1133,75 + 829,19(1,5 -1) = 1548,34 kJ / kgao ge+ −α 1)
3.7 Eficiência e Balanço Térmico
A eficiência ou rendimento, da caldeira pode ser expressada como eficiência
bruta, ou eficiência líquida, considerado neste último caso o consumo de
energia elétrica dos ventiladores, alimentadores de combustível, bombas e
outros equipamentos auxiliares.
A eficiência bruta pode ser calculada pela seguinte expressão:
Balanço direto ηb
d
tQ
 = 
Q
 x 100 , %u (3.45)
Onde: Qu = Calor útil
Qdt = Calor disponível
O calor útil, Qu, é a energia transferida a substância de trabalho e inclui os
seguintes ítens:
1) Energia consumida para a evaporação da água de alimentação e o
superaquecimento do vapor até as condições de pressão e temperatura
requeridas;
2) Energia contida nas águas de extração contínuas e periódicas.
A equação de cálculo útil é a seguinte:
Q
m
C h
m
C has
e
asµ = (h + (h , kJ / kg
vs
vs e
• •
− −) ) (3.46)
Onde: m vs
• = Fluxo de vapor superaquecido, kg/s
me
• = Fluxo de extrações contínuas, kg/s
hvs = Entalpia do vapor superaquecido, kJ/kg
has = Entalpia da água de alimentação, kJ/kg
he = Entalpia água das extrações contínuas, kJ/kg
Esta entalpia é determinada como entalpia da água correspondente a
temperatura de saturação para a pressão dentro do balão superior da caldeira.
Define-se a fração de extrações como:
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f
m
e
e
vs
 = 
m
 100 , (%)
•
• (3.47)
Quando a fe é menor que 2% o segundo termo da Equação 3-46 pode ser
desprezado.
O calor disponível é referido a unidade de massa do combustível kg, e pode
ser calculado pela seguinte expressão:
Qdt = PCI
t + Qfc + Qpaa + Qat , kJ/kg (3.48)
Onde: Qfc = Calor físico do combustível, definido pela expressão:
Qfc = Cc . Tc kJ/kg (3.49)
Onde: Ct = Calor específico do combustível, kJ/kg.K
tc = Temperatura com que o combustível é alimentado a fornalha, oC
Nas usinas açucareiras quando o bagaço é alimentado diretamente das
moendas o bagaço chega às fornalhas a uma temperatura ao redor de 50ºC, e
no caso de combustíveis líquidos o pré-aquecimento é feito com o objetivo de
reduzir a viscosidade e melhorar a eficiência de atomização dos queimadores e
pode chegar até 80-120ºC.
Qpaa - Calor introduzido na fornalha pelo ar quando este é preaquecido fora
da caldeira.
Em caldeira a biomassa, geralmente, Qpaa = 0
Qpaa = Va.Ca.∆ta
Ca = 1,33 ÷ 1,45 kJ/m3k (ta = 300 - 450 oC)
Qat - Calor introduzido na fornalha pelo calor de atomização, considerado
apenas em caldeiras que queimam combustíveis líquidos equipadas
com queimadores de atomização por vapor.
Qat = Gat (hat - 2510)
Gat = Fluxo do vapor, kg/kg
hat = Entalpia do vapor, kJ/kg
2510 = Entalpia do vapor saturado, kJ/kg
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3.8 Balanço Térmico e Perdas de Calor
A diferença entre o calor disponível, Qt e o calor útil, Qu é constituída pelas
perdas de calor devido as seguintes causas:
Q1 - Perdas de calor pela entalpia dos gases de saída da caldeira, devido
a que os produtos da combustão saem da ultima superfície de
aquecimento da caldeira com uma temperatura maior que a
temperatura ambiente, e são calculadas com base na diferença das
entalpias dos gases de saída e do ar ambiente;
Q3 - Perdas de calor pela combustão química incompleta (Q3), devido a
presença nos gases de combustão, em concentrações relativamente
altas, de CO, H2, CH4 , e outros, o que é evidência, como já visto no
Capítulo 1, de queima incompleta do combustível;
Q4 - Perdas de calor pela combustão incompleta das partículas de
combustível (Q4) que chamaremos combustão mecânica incompleta,
e são devidas ao arraste das partículas de combustível pelos gases
para fora da fornalha;
Q5 - Perdas ao meio ambiente (Q5) pela transferência de calor das
paredes externas;
Q6 - Perdas de calor com as cinzas retiradas durante a limpeza da grelha
(Q6);
Assim, o balanço térmico da caldeira pode ser expresso pela seguinte
equação:
Q Qdt u = Q + Q + Q + Q + Q , kJ / Kg2 4 5 6+ 3 (3.50)
Dividindo-se os termos desta equação por tdQ e multiplicando por 100, temos:
100 = qu + q2 + q3 + q4 + q5 + q6 , % (3.51)
Como já foi visto na Equação 3.45:
q u = 
Q
Q
 100 = u
d
t b⋅ η (3.52)
Então, a eficiência pode ser expressa por:
ηb = 100 - (q2 + ... + q6) (3.53)
Assim, o balanço térmico expresso pela equação 3.52 seria o balanço térmico
direto e o balanço pela equação 3.53 o indireto. Como o método direto precisa-
Tecnologia da Combustão Cap. 3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão
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se conhecer o fluxo de combustível este torna-se particularmente apropriado
para caldeira em que se use combustíveis líquidos e gasosos. para caldeiras
operando com combustíveis sólidos só é possível aplicar o método indireto,
que tem a vantagem de revelar quantitativamente as fontes de baixa eficiência.
A Figura 3.3 apresenta um diagrama de fluxo de massa de uma caldeira a
vapor. A Figura 3.4 representa o balanço térmico da caldeira; na mesma o
fluxo Qp.ar é o calor absorvido pelo ar no aquecedor que é recirculado a
fornalha.
Figura 3.3 - Diagrama de fluxo de massa de uma caldeira a vapor
Figura 3.4 - Balanço térmico de uma caldeira a vapor.
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3.9 Cálculo das Perdas de Calor
3.9.1 Perdas com Gases de Escape (q2)
( )q h
Q
af
o
d
t2 = 
h - 
 100 - q , %ge ge 4
α ⋅
⋅ (3.54)
Onde: hge = Entalpia dos gases de escape calculada a partir do coeficiente
de excesso de ar (αge ) e a temperatura dos mesmos, kJ/kg
o
afh = Entalpia do ar a temperatura ambiente, kJ/kg.
Esta perda q2 é a maior de todas e depende da temperatura dos gases de
escape (tg) e do coeficiente do eixo de ar αge. A diminuição desta temperatura
em 14 a 15ºC diminui a perda q2 e consequentemente aumenta a eficiência em
aproximadamente 1%.
Em caldeiras modernas para bagaço q2 é aproximadamente 15%.
3.9.2 Perdas Por Combustão Química Incompleta (q3)
q
V H
Q
i R
d
t
i
3 = . 100 . %
∑ ⋅( )
 (3.55)
Onde: Vi = xi . Vgs = Volume dos produtos da combustão incompleta (Vcc ,
VH2 , VCH4) , m3/kg;
xi = Fração volumétrica dos produtos da combustão incompleta;
HRi = Entalpia dos produtos da combustão incompleta, kJ/m3.
Substituindo os valores de xi e HRi na equação 3.55 temos:
q CO CH H V Qgs d
t
3 4 2126 4 358 2 108= + +( , . , . . ). / , %
onde: CO , CH4, e H2 é o conteúdo, em %, destes elementos no produto da
combustão.
Em caldeiras modernas a bagaço as perdas q3 são de 0,5%.
V Hgs m
 = 1,866 
C + 0,375 S
RO + CO + CH + 2 C . Z
t t
2 4 n
(3.56)
Z = 
100 - q
100
4 : coeficiente de correção perdas por incombustão mecânica.
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3.9.3 Perdas Por Combustão Mecânica Incompleta (qf)
Determina-se a partir do balanço térmico das cinzas (Figura 3.3):
C.At = m A A Ag g silos silos arr
.
. . . + m + m
.
arr
.
 (3.57)
Onde: At = Conteúdo de cinzas do combustível, %
Ag, Asilos, Aarr = Conteúdo de cinzas nos resíduos extraídos da grelha,
dos silos de cinzas localizados abaixo do feixe de
convecção e no arraste, %
m, msilos,
marr
= Fluxo de resíduos, kg/s
A Figura 3.3 mostra esquematicamente o balanço de cinzas de uma caldeira a
bagaço.
Dividindo a equação anterior por (C . At):
1 = 
m
 + 
m .A
C.A + 
m
. .
silos
t
g g
t
silos arr arr
t
A
C A
A
C A
.
.
.
.
.
(3.58)
ou, 1 = ag + asilos + aarr
Onde: ag, asilos, aarr = Fração do conteúdo total de cinzas do combustível nos
resíduos extraídos da grelha, dos silos de cinzas
localizados embaixo do feixe de convecção e no
arraste.
Esta equação permite calcular o valor de aarr a partir dos valores experimentais
de ar e asilos, consequentemente:
aarr = 1 - ag - asilos (3.59)
Considerando a entalpia de reação do coque como
Hcoque = 32,78 MJ/kg
]Q/A.,).C/(C.a)C/(C.a)C/(C.a[q td
t
arrarrarrsilossilossilosggg 83271001001004 −−−−++++−−−−++++−−−−====
(3.60)
Da equação do balanço de cinzas:
a
A
g
g g g = 
m
C.A
 = 
m
.
C 
100 - C
A
.
t
g
t
.
/ 100
(3.61)
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m
C
Ag t
.
. . = a - Cg g100
1
100 (3.62)
C
C C
A Cg
g
t
g∑ = mC = a - C
.
g
g
. . .100 100 (3.63)
Onde: ∑Cg = Fluxo total de carbono fixo nos resíduos retirados da grelha, kg/s
Portanto:
Q g Q A
C
kJ kgc t
g
4 100= 
C
C = 327,8 a - C 
g
g
g
∑ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ , /
(3.64)
e portanto
q
Qg dt
4 = 
Q
 . 100 , %4g
(3.65)
Da mesma maneira pode-se demonstrar as expressões para o cálculo de q4silos
e qarr e finalmente a equação 3.60.
Em caldeiras modernas para bagaço q4 varia de 1 a 4%
3.9.4 Perdas de Calor Para o Ambiente (q5)
C Q t tconvi pi ar. .( )5 = Fiα∑ − (3.66)
Onde: αconv
i
= Coeficiente de transferência de calor por convecção
tpi = Temperatura da superfície exterior da caldeira
Fi = Área sa superfície da parede exterior da caldeira
Na prática, q5 se determina por nomogramasq
m
m
vsnom
vs
5 = q5nom ⋅
.
.
(3.67)
Onde: q5nos = Perdas de calor para o ambiente para uma produção nominal
de vapor, % (Figura 3.5).
mvsnom
. = Produção nominal de vapor, t/h
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3.9.5 Perdas com o Calor das Escórias e das Cinzas (q6)
q a Cesc esc6 = A . t / Q 
t
esc d
t. . (3.68)
Onde: Cesc = Calor específico da escória
Tesc = Temperatura da escória
Em caldeiras modernas para bagaço q6 menor que 0,1%.
Observações
(a) Para combustíveis sólidos, o calor específico do combustível é
determinado por:
Cct = C = 
100 - w
100 + C 
w
100c
s
t
a
t
(3.69)
Onde: Ccs = Calor específico da massa seca de combustível
Ca = Calor específico da água
Alguns valores de scC
Antracita Ccs = 0,921 kJ/kg.K
Carvão mineral Ccs = 0,962 kJ/kg.K
Carvão pardo Ccs = 1,088 kJ/kg.K
Turfa Ccs = 1,297 kJ/kg.K
Xisto Ccs = 1,046 kJ/kg.K
Óleo combustível Ccs = 1,74 + 0,0025 tc kJ/kg.K
(b) As perdas Q2 podem ser calculados como
Q2 = Q - Qg.e. a (3.70)
Qg.e = Calor sensível dos gases de escape
Q
a C
tg e O
arr cinz
g e. . .
. .
 = V C + V C + 
A
g.s gs H O H
t
2 2
⋅ ⋅





100 (3.71)
Qa = Calor sensível dos gases de escape
Qa = (Cat . taf + 0,0016 da hva) Vo . αg.e. (3.72)
da = Conteúdo de umidade do ar, g/kg
hva = 1,97 tag , kJ/kg: entalpia do vapor d’água do ar.
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(c) As perdas Q6 incluem também as perdas de calor pela estrutura da
caldeira:
q
G
C Q
resf
resf
d
t6 = (t - t 1002resf iresf
∑
⋅
.
)
(3.73)
Onde: ∑Gresf = Fluxo do fluido de resfriamento (água, ar) kh/s
resf
2
resf t,t1 = Temperatura do fluido de resfriamento da estrutura,entrada e saída.
q resf6 = = 0,1 - 0,35%
3.9.6 Cálculo do Consumo de Combustível
kg/s , 
 Q
)h - (h m + )h - (h m =B
gv
t
d
aaeeaavsvs
.
ηηηη (3.74)
3.9.7 Equação de Balanço de Energia
PCIT + αf ha.f + (αg.e - αf) hA.f = 654 QQQQ + h + )h - (h C
m
3g.ea.avs
vs
.
++++++++++++ (3.75)
PCIt = 
ii
f.ag.eg.ea.avs
vs
.
Q)h - (h + )h - (h 
C
m ∑∑∑∑
====
++++αααα
6
3
)h(h 
C
m
a.av.s
sv −−−− (3.76)
Fig. 3.5 - Perdas de calor a meio ambiente.
1. Caldeiras com superfície convectiva.
2. Caldeira sem superfície convectiva.
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1 - Fornalha
2 - Superfícies evaporativas
3 - Superaquecedor
4 - Economizador
5 - Aquecedor de ar
Figura 3.6 Esquema de perdas em caldeira.
3.10 Metodologia e Instrumentação Para Avaliação de Caldeiras
3.10.1 Classificação dos Testes em Caldeiras
Dependendo do objetivo, os testes podem-se dividir em dois grupos: industriais
e de pesquisa.
Os testes industriais realizam-se com o objetivo de determinar as
características energéticas e as dificuldades de operação das caldeiras. por
sua vez, este teste pode ser classificado em:
 Testes de balanço: determinação da eficiência e perdas de calor, da
carga máxima e das condições ótimas de operação da fornalha.
 Testes de ajustes de regime: determinação do coeficiente de excesso
de ar ótimo, da distribuição ótima da vazão de ar pelos queimadores e
fileiras de bicos de injeção. Determinação da carga máxima e dos limites
de operação dos diferentes elementos da caldeira.
Os testes de pesquisa podem incluir:
 Pesquisa das características aerodinâmicas da fornalha;
 Pesquisa do processo de combustão na fornalha;
Tecnologia da Combustão Cap. 3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão
LPC (Comb-Cap3.doc) - Jul/2002 Página 3.29
 Pesquisa do processo de deposição das cinzas (z) e escórias nas
superfícies de aquecimento;
 Pesquisa do desgaste erosivo e corrosivo das superfícies de
aquecimento;
 Avaliação e ajuste dos circuitos de circulação natural.
3.10.2 Recomendações Para a Avaliação de Caldeiras
Para que os resultados dos testes sejam representativos é preciso garantir a
operação da caldeira em regime estacionário. Na bibliografia especializada
(Parilov e Ushakov, 1986 e Trembovlia et. al., 1991) existe uma série de
recomendações a fim de garantir o exposto. As principais são:
(1) Tempo mínimo de operação da caldeira desde a partida até o início
do teste:
a) Caldeiras com fornalhas de queima em suspensão e refratário leve
(camada isolante e invóculucro metálico) - não menos de 36 horas;
b) Caldeiras antigas com refratário de tijolos e paredes de grande
espessura - não menos de 48 horas;
c) Caldeiras com grelhas mecânicas - não menos de 24 horas.
(2) Tempo de manutenção da carga pesquisada antes do teste: - 3 horas
(3) Duração do espaço entre dois regimes experimentais (se a diferença de
carga não é maior de 20-25%):
a) Caldeiras com refratário leve - menos de 2 horas;
b) Caldeiras antigas com parede refratária de grande espessura - não
menos de 4 horas.
(4) Variação permissível da carga durante o teste: ± 10%
(5) Duração do teste durante a determinação da eficiência pelo método
inverso: - não menos de 3 horas;
(6) Oscilações permissíveis dos parâmetros de trabalho da caldeira durante
os testes (em comparação com os valores nominais):
Geração de vapor
Caldeiras com capacidade 51-200 t/h ........................................ ±6%
Caldeiras com capacidade de até 50 t/h .................................... ±15%
Pressão
Caldeiras com capacidade 51-200 t/h ........................................ ±12%
Caldeiras com capacidade de até 50 t/h .................................... ±15%
Temperatura
da água de alimentação e do ar quente ..................................... ±15%
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LPC (Comb-Cap3.doc) - Jul/2002 Página 3.30
A Figura 3.7 mostra os pontos de medição e os parâmetros monitorados
durante o teste de balanço térmico e a pesquisa de processos na fornalha de
uma caldeira RETO CV/25/18 que utiliza bagaço como combustível. Na parede
da fornalha localiza-se um conjunto de orifícios para a medição das
temperaturas (com pirômetro de sucção ou ótico) e a tomada de amostras de
gases.
3.10.3 Seqüência de Elaboração dos Dados de um Teste de Balanço em
Caldeiras Para Biomassa (Combustível Sólido em Geral)
Durante a avaliação de caldeiras são geralmente utilizadas as norma ASME
(ASME, 1965). A metodologia de cálculo das perdas de calor em caldeiras,
para a determinação da eficiência pelo método indireto, é praticamente a
mesma das norma ASME com as seguintes diferenças:
 Os cálculos baseiam-se no poder calorífico inferior, o que está mais em
correspondência com o processo real numa caldeira de vapor, pois o
calor sensível de condensação dos vapores de água não é tecnicamente
aproveitável;
 É realizada uma classificação das perdas mais em correspondência com
as causas que as provocar. Isto facilita o diagnóstico de problemas;
 É realizada uma classificação das perdas mais em correspondência com
as causas que as provocar. Isto facilita o diagnóstico de problemas de
operação com base nos resultados da avaliação da caldeira.
Em seguida é proposta uma seqüência de cálculo:
I Recálculo da composição elementar do combustível (tomada de
catálogos), atendendo aos valores reais de umidade w3 e do teor de
cinzas do combustível utilizado nos testes.
II Cálculo do poder calorífico PCIt e do calor disponível Qdt (equação 3.48).
III Cálculo da entalpia dos gases de exaustão hg.e (hg.eo, hao, αg.e) pelas
equações 3.42 a 3.44.
IV Cálculo da entalpia do ar frio.
hafo = V C tao af af (3.77)
Onde: Caf = Calor específico do ar frio (kJ/m3 oC) e obtido da tabela
seguinte:
t (oC) Caf (kJ/m3 oC)
0 1,3188
100 1,3243
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Figura 3.7 - Pontos de medição e parâmetros monitorados durante o teste de balanço
térmiconuma caldeira RETO (Beatón e Silva, 1991).
1 até 8 - orifícios para as medições na fornalha; Tmc, Tme, Tmci Tma -
tomada de amostras de combustível, escória, cinzas e material arrastado
com os gases; Tc, Te, Tag, Taf, Taa, Tvs - temperatura do combustível,
escória, ar quente, gases, ar frio, água de alimentação e vapor
superaquecido; Pb, Pvs, Paa - pressão do balão superior, do vapor
superaquecido e da água de alimentação, Dvg - fluxo de vapor
superaquecido; Rx - análise de gases, da - teor de umidade no ar; Be, Bc -
vazão de escória e cinzas.
V Cálculo das perdas com o calor sensível dos gases Q2 e q2. O cálculo de
q2 assume-se um valor das perdas por combustão mecânica incompleta
q4.
VI Cálculo do volume de gases secos Vge (equação 3.39).
VII Cálculo das perdas por combustão química incompleta q3.
VIII Assume-se um valor da vazão de combustível C2.
IX Cálculo das perdas por combustão mecânica incompleta q4. Comparação
com o valor assumido de q4 no ponto V.
X Determinação das perdas ao meio ambiente q5 (nomograma da Figura
3.5).
XI Cálculo da eficiência ηb pela equação do balanço indireto.
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XII Cálculo do calor útil Qu.
XIII Determinação do valor calculado da vazão de combustível Cc pela
equação:
Cc = 
Qu
0,01 Q dt bη (3.78)
XIV Determinação do erro entre o valor assumido da vazão de combustível Ca
e o calculado Cc
 (Cc - Ca)/Cc  menor que o erro permissível assumido, fim do cálculo.
Do contrário volta-se ao ponto VIII considerando o valor calculado da
vazão de combustível como o novo calor assumido.
3.10.4 Instrumentação Específica Para Testes em Caldeiras
Medição da Temperatura dos Gases em Fornalhas
A fonte de erro neste caso é a transferência de calor por radiação entre o
termopar e as superfícies que o rodeiam. A solução é a proteção do termopar
com cápsulas em forma de tubos concêntricos (Figura 3.28) com a sucção dos
gases a alta velocidade por meio de um ejetor (aproximadamente entre 100-
120 m/s).
Isto não elimina completamente o erro de medição, o que fica na faixa de 2,5 -
3,0%.
Figura 3.28 - Termopar de sucção com três cápsulas de proteção (Trembovlia et al.,
1991).
A figura 3.9 apresenta um nonograma para a determinação do erro de medição
de temperatura com um termopar de sucção:
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∆t = f(t,w,de) (3.79)
Onde: ∆t = Correção do valor medido da temperatura
t = Temperatura indicada pelo termopar, oC
wg = Velocidade do gás do extremo do termopar, m/s
de = Diâmetro equivalente interno da primeira cápsula, mm
= de = d2 - d1, d1 - diâmetro do recobrimento do termopar.
Figura 3.9 - Monograma para a determinação do erro da medição de temperatura com um
termopar de sucção (Trembovlia et al., 1991).
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Obtenção de Amostras de Cinza Volátil e Medição da Concentração no
Fluxo de Gás
Baseia-se na extração de uma amostra dos produtos da combustão com a
separação posterior das partículas de cinzas. Deve-se garantir que a
concentração e composição granulométrica sejam idênticas no fluxo extraído e
no principal. Para isto deve se complementar:
 A caldeira deve operar em regime permanente;
 Deve tomar-se a amostra a uma distância maior que 5 metros equivalente
de qualquer resistência local e de lugares com infiltrações intensas.
A instrumentação utilizada para a extração de amostras são os chamados
“tubos zero” que garantem a extração isocinética da amostra, por meio da
igualdade da velocidade do fluxo principal e do extraído no ponto de sucção.
3.10.5 Pesquisa do Processo de Combustão em Fornalhas de Caldeiras a
Bagaço
Com os dados das medições de temperatura dos gases em diferentes pontos
da fornalha pode-se construir o campo de temperaturas. Assume-se que a
variação da temperatura entre dois pontos é linear e determinam-se os
conjuntos de pontos de igual temperatura (isotermas). Na Figura 3.10
apresenta-se o campo de temperaturas na fornalha de um caldeira RETO,
assim como o campo de concentrações de gases (Beatón and Silva, 1992).
Estes campos de temperaturas e concentrações permitem avaliar:
 A existência de zonas com acúmulo de combustível;
 A localização do núcleo da chama;
 O efeito de injeção de ar secundário;
 O aparecimento de regimes de operação perigosos para as paredes de
tubos da fornalha.
Dixon (1984) apresenta resultados da medição da temperatura no núcleo da
chama numa fornalha de queima em suspensão.
Outras medições de interesse, de maior complexidade, são a medição de
velocidade dos gases e do fluxo de calor em diferentes zonas da fornalha.
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Figura 3.10 - Campo de temperatura e concentrações de gases na fornalha de uma
caldeira (Beatón and Silva, 1992).
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3.11 Exemplo de Resultados de Avaliação de Caldeiras Industriais
Dados da Caldeira
Caldeira: ZFW - SF 150
Capacidade Nominal: 80 t/h
Fabricante: ZANINI
Licença: FOSTER-WEELER
Dados fornecidos pela usina
Umidade (W) e teor de sacarose (Aç) do bagaço:
Média do dia: W = 49,6%; Aç = 1,7 %
15:00/16:00/17:00h W = 48,6%; Aç = 1,7 %
Tabela 3.11 - Dados coletados utilizando-se a instrumentação da própria da usina
Vapor Superaquecido Temperatura (oC) CO2
(%)em
Hora Vazão
(t/h)
Pressão
(kg/cm2)
Temp.
(oC)
Água de
alimentaçã
o
Gás do Pré-
aquecedor
volume
16:05 70 20 300 100 180 15
16:10 68 20 300 100 180 14
16:15 64 20 300 100 180 13
16:20 74 20 310 100 180 14
16:25 62 20 300 100 170 15
16:30 72 21 310 110 180 14
Média 68,3 20,17 303,3 101,7 178,3 14,17
Dados obtidos com equipamento da UNICAMP
Tabela 3.12. Dados obtidos com o analizador de gás TESTO 33
Temperatura (oC) Concentração em vol. (%)
Base seca
Hora
Prod. da
Combustão
após o pré
aquecedor de ar
Ambiente O2 CO
16:00 151,05 31,9 4,20 0,300
16:05 150,72 31,9 5,18 0,360
16:10 150,6 31,9 5,18 0,200
16:15 150,4 31,9 5,53 0,046
Média 150,69 31,9 5,02 0,226
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Dados da análíse imediata:
Tabela 3.13 - Resultados de análise imediata de amostras de bagaço e
cinzas coletados na Usina (% em peso)
Amostra
Fixo
Umidade*
(%)
Voláteis Cinzas Carbono
Bagaço 9,9 76,6 11,1 12,3
Cinzas
(*) Umidade é aquela medida no laboratório da UNICAMP, ou sej,a não é a mesma do ponto de
coleta.
- Análise imediata realizada nos laboratórios da UNICAMP
Cálculos:
Determinação do excesso de ar (α):
O coeficiente de Bunte (β) é dado na literatura como sendo:
β = 2,24 x 10-2
A partir da fração medida de oxigênio pode-se determinar a fração volumétrica
de CO2:
CO2 = 
21 - O
1 + = 
21 - 5,02
1 + 0,0224 = 15,63 %
2
β
Estimativa da fração volumétrica do Nitrogênio, por diferença:
N2 = 100 - (CO2 + O2 + CO)
N2 = 100 - (15,63 + 5,02 + 0,226) = 79,12%
Coeficiente de excesso de ar na saída da caldeira:
Utilizando-se dos dados obtidos pelas medições da equipe da UNICAMP:
Método 1:
α = N
N - 3,76 (O - 0,5 CO)
 = 79,12
79,12 - 3,76 x (5,02 - 0,5 x 0,226)
2
2 2
α = 1,304
Método 2:
α = 
21
21- O = 
21
21 - 5,02 = 1,3142
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Método 3:
α = 
CO
 = 
20,54
15,63 = 1,314
2
max
CO2
Utilizando-se a medição de CO2 da usina:
α = 
20,54
14,17 = 1,45
Determinação da eficiência térmica (η):
Como base na composição do bagaço, obtida na literatura, deve-se convertê-la
para os teores de umidade com os quais a caldeiraestava operando na data
do teste. Da literatura, tem-se:
Carbono Ct = 23,58%
Hidrogênio Ht = 3,02%
Enxofre St = 0,17%
Oxigênio Ot = 21,74%
Nitrogênio Nt = 0,10%
Cinzas At = 1,79%
Umidade Wt = 49,60%
Total 100,00%
A conversão é realizada utilizando-se a expressão abaixo:
1,02 = 
49,6 - 100
48,6 - 100 = 
W - 100
W - 100 = K t
2
t
2
Portanto, a composição elementar para as condições de combustão do bagaço
passa a ser:
Carbono Ct = 23,58% x K = 24,05%
Hidrogênio Ht = 3,02% x K = 3,08%
Enxofre St = 0,17% x K = 0,17%
Oxigênio Ot = 21,74% x K = 0,17%
Nitrogênio Nt = 0,10% x K = 0,10%
Cinzas At = 1,79% x K = 1,83%
Umidade Wt = 48,60%
Total 100,00%
O poder calorífico inferior na base de trabalho, pode ser calculado por:
PCIt = 17.991 - 49 x Açt - 200,8 x Wt =
PCIt = 17.991 - 49 c 1,7 - 200,8 c 48,6 = 8,142,82 kJ/kg
O calor disponível do combustível é a soma do poder calorífico mais o calor
físico do mesmo, ou seja:
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Qdt = PCI
t + CcTc = 8.148,82 + 1,34 x 31,9 = 8.191,57 kJ/kg
O volume de ar teórico, necessário para a combustão do bagaço, é:
Vao = 0,889 (C
t + 0,375 St) + 0,265 Ht - 0,0333 Ot
Vao = 0,0880 (24,05 + 0,375 c 0,17) + 0,265 c 3,08 - 0,0333 x 22,17
Vao = 2,22 m
3/kg
O volume de gases triatômicos a serem produzidos pela combustão:
R O22 = 0,01866 (C
t + 0,375 St)
R O22 = 0,01866 (24,05 + 0,375 c 0,17) = 0,45 m
3/kg
O volume teórico de nitrogênio:
VNo = 0,79 Vao + 0,008 N
t = 0,79 x 2,22 + 0,008 x 0,1 = 1,75 m3/kg
O volume teórico de água é:
VN Oo 2 = 0,111 H
t + 0,0124 Wt + 0,1261 Vao
VN Oo 2 = 0,111 x 3,08 + 1,0124 x 48,6 + 0,0161 + 2,22 = 0,98 m
3/kg
Para uma temperatura dos produtos da combustão após o pré-aquecedor,
medida pelo analisador de gases TESTO-33, de 150,69ºC, obtém-se, por
interpolação, as entalpias de CO2, N2, H2O, Cinzas e ar:
( . )c t CO2 = 264,51 kJ/m
3
( . )c t N2 = 195,41 kJ/m
3
( . )c t N O2 = 228,16 kJ/m
3
( . )c t cin = 125,32 kJ/m
3 ; e
(c.t)ar = 199.83 kJ/m3.
Portanto, determinamos a entalpia teórica dos gases de escape da caldeira,
assumindo que a fração das cinzas arrastada pelos gases é de 80%, o que
resulta em:
h
A
g
o o
O
t
 = V (c.t) + V (c.t) + V (c.t) (c.t) aRO CO N N No N cin arr2 2 2 2 2 2 100
hgo = 0,45 264,51 + 1,75 195,41 + 098 228,16 + 125,32 
1,38
100 0,8
hgo = 686,43 kJ/kg
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Da mesma maneira a entalpia do ar, à temperatura de 150,69ºC, é:
haro = (c. t) = V = 199,83 x 2,22 = 443,62 kJ / kgar aro
E, a entalpia dos gases de exaustão pode ser estimado por:
hgo = hgo + (α - 1) h o ar = 
hge = 686,43 + (1,314 - 1) x 443,62 = 825,73 kJ/kg
A entalpia do ar frio calculado para uma temperatura ambiente de 31,9ºC e
calor específico do ar ambiente de 1,3204 kJ/m3 ºC:
haf = Vao Caf Taf = 2,22 x 1,3204 x 31,9
haf = 93,51 kJ/kg
Com base nestes dados, calculamos as perdas de calor.
Inicialmente, calcula-se as perdas com cinzas (q4), assumindo que a fração de
cinzas arrastada com os gases, e removida no lavador de gases, é da ordem
de 80% e que a fração de cinzas atribuída a escória é de 20%, temos:
q 4 = (a 
C
100 - C a 
C
100 - C 
327,8 A
Q
 = esc
esc
esc
arr
arr
arr
t
d
t)
q4 578191,
1,83x 327,8 )
50,2 - 100
50,20,8 + 
7 - 100
7(0,2 ====
q4 = 6,02%
As perdas com gases de escape (q2)
q 2 = 
h - x h
Q
 (100 - qge af
o
d
t 4
α
)
= 
825,51 - 1,314 x 93,51
8191,57 x 
100 - 6,02
 = 8,06 %100
Para o cálculo das perdas por combustão química incompleta é necessária a
determinação do volume de gases secos:
Vgs = 1,86 
C + 0,375 S
CO + CO x 
100 - q
100
t t
2
4
= 1,86 
24,05 + 0,375 x 0,17
15,63 + 0,226 x 
100 - 6,02
100
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Vge = 2,66 m3/kg
E, as perdas por combustão química incompleta (q3) são:
q3 = 126,4 CO 
V
Q 100 = 126,4 x 0,226 x 
2,66
8191,57 x 100 = 0,93 %
gs
d
t
As perdas de calor para o meio ambiente por convecção (q5) são determinadas
por nomograma, e resulta em:
q
m
s
vs
 = q 
m
 = 0,75 
80
68,3 = 0,88 %5 nom
vanom
⋅
⋅
Portanto, a eficiência térmica da caldeira é:
η = 100 - (q2 + q3 + q4 + q5)
η = 100 - (8,06 + 0,93 + 6,02 + 0,88) = 84,11 %
Sabendo que a produção de vapor superaquecido foi de:
mvs
⋅
 = 68,3 t / h = 18,97 kg / s
e com uma pressão e temperatura do mesmo de:
Pvs = 20,17 kg/cm3 e Tvs = 303,3 oC
a entalpia do vapor superaquecido é de: hvs = 2987,85 kJ/kg e para a água de
alimentação a Tas = 101,7ºC a sua entalpia é de:
has = 421,0 kJ/kg
Portanto podemos calcular o fluxo de calor útil produzido pela caldeira:
Qu vs
⋅ ⋅
 = m (hvs - has) = 18,97 (2987,85 - 421,0) = 48,693,14 kW
O consumo de bagaço pode ser calculado pela expressão:
C = 
Q
0,01 Q = 
48,693,14
0,01 x 8,191,57 x 84,11
u
d
t 
⋅
η
C = 7,07 kg/s = 25,44 t/h
Considerando, que o valor mais freqüente para as perdas por combustão
mecânica incompleta (q4), situa-se na faixa de 3 a 4%, e para as perdas por
combustão química incompleta (q3) na faixa de 0,3 a 0,5%, pode-se assumir
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que a eficiência da caldeira poderia alcançar 86,5%. Assim, para a mesma
produção de vapor superaquecido o consumo de bagaço cairá para:
C = 6,9 kg/s = 24,88 t/h
ou seja a redução de consumo será de:
∆C = 25,44 - 24,88 = 0,56 t/h
ou, assumindo uma safra de 6 a 8 meses e um fator de utilização de caldeira
de 80% (20% do tempo paradas de manutenção ou outras) a economia de
bagaço em uma safra poderia ser da ordem de 1.935,4 a 2.580,5 toneladas ou
assumindo um preço de venda de US$ 11.00 por tonelada de bagaço,
significaria uma renda para a usina da ordem de US$ 21,289.40 a US$
28,385.30 por ano.
Conclusões:
1) O coeficiente de excesso de ar, na saída da fornalha, recomendado para
caldeiras que queimam bagaço é de 1,3. Considerando as infiltrações de
ar que ocorrem no percurso dos gases até o exaustor, o coeficiente de
excesso de ar na saída da caldeira deve estar na faixa de 1,5 a 1,6.
Porém, os valores obtidos nos testes de 1,304 (com base nas medições
de oxigênio e monóxido de carbono do TESTO-33), 1,314 (com base
apenas na medição do teor de oxigênio pelo TESTO-33) e 1,45 (com
base na medição de CO2 utilizando o analisador FRYTE pelo pessoal de
operação da usina) são menores que o esperado, o que pode constituir a
causa do teor relativamente alto de monóxido de carbono nos gases de
exaustão;
2) O teor de carbono fixo, encontrado nas cinzas retiradas do separador
úmido, de 50,2%, é alto. Geralmente, o teor de carbono fixo nas cinzas
arrastadas pelos gases é da ordem de 20%. Assumindo, que a fração de
cinzas arrastadas pelos gases nesta caldeira é de 80%, foram calculadas
as perdas por combustão mecânica incompleta de 6,02%. E este valor
excede o normalmente encontrado em caldeiras que queimam bagaço
em 2 a 3%;
3) Os resultados apresentados acima indicam a possibilidade de se
incrementar a eficiência da caldeira, porém devido a quantidade limitada
de medições estes resultados tem um caráter preliminar, necessitando da
realização de testes incomplementares.
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3.12 Referências
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1988.4 Características construtivas e avaliação de caldeiras para biomassa.
	Tecnologia da Combustão
	Cap. 1 Combustão
	Cap. 2 Combustíveis
	Cap.3 Balanço de Massa e Energia nos Processos de Combustão
	Introdução
	3.1 Cálculo da Quantidade Teórica de Ar Necessária Para a Combustão
	3.2 Coeficiente de Excesso de Ar - Análise de Gases e Expressões Para a Determinação do Excesso de Ar
	3.2.1 Determinação do Coeficiente de Excesso de Ar
	3.2.2 Equações Fundamentais da Combustão
	3.2.3 Equações Para o Cálculo de Alfa
	3.2.3.1 Fórmula Por Carbono
	3.2.3.2 Fórmula Por Oxigênio
	3.2.4 Verificação de Erros nas Medições
	3.3 Analisadores de Gases
	3.3.1 Aspectos a Serem Considerados Durante a Análise de Gases Utilizando-se o ORSAT
	3.3.2 Analisadores de Gases FYRITE e BACHARACH
	3.3.3 Analisadores Contínuos
	3.4 Cálculo do Volume dos Produtos da Combustão
	3.4.1 Volume de Gases Triatômicos (VRO2 = VCO2 - VSO2)
	3.4.2 Volume Teórico de Nitrogênio
	3.4.3 Volume Teórico de Vapores de Água nos Gases
	3.5 Determinação da Entalpia dos Gases dos Produtos da Combustão
	3.6 Exemplo de Cálculo
	3.7 Eficiência e Balanço Térmico
	3.8 Balanço Térmico e Perdas de Calor
	3.9 Cálculo das Perdas de Calor
	3.9.1 Perdas com Gases de Escape (q2)
	3.9.2 Perdas Por Combustão Química Incompleta (q3)
	3.9.3 Perdas Por Combustão Mecânica Incompleta (qf)
	3.9.4 Perdas de Calor Para o Ambiente (q5)
	3.9.5 Perdas com o Calor das Escórias e das Cinzas (q6)
	3.9.6 Cálculo do Consumo de Combustível
	3.9.7 Equação de Balanço de Energia
	3.10 Metodologia e Instrumentação Para Avaliação de Caldeiras
	3.10.1 Classificação dos Testes em Caldeiras
	3.10.2 Recomendações Para a Avaliação de Caldeiras
	3.10.3 Seqüência de Elaboração dos Dados de um Teste de Balanço em Caldeiras Para Biomassa (Combustível Sólido em Geral)
	3.10.4 Instrumentação Específica Para Testes em Caldeiras
	3.10.5 Pesquisa do Processo de Combustão em Fornalhas de Caldeiras a Bagaço
	3.11 Exemplo de Resultados de Avaliação de Caldeiras Industriais
	3.12 Referências
	Cap. 4 Transferência de Calor em Fornalhas
	Cap. 5 Queimadores
	Cap. 6 Fornos
	Cap. 7 Gaseificação
	Cap. 8 Poluição do Ar Por Produtos de Combustão
	Cap. 9 Refratários e Isolamento