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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO
ESCOLA DE ENGENHARIA DE LORENA
ANDERSON ESTEVEZ OMENA
Análise da Relação Custo e Produtividade e da Eficiência Térmica Global
do Processo de Secagem de Fluoreto de Amônio por Spray Dryer
Lorena – SP
2007
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ANDERSON ESTEVEZ OMENA
Análise da Relação Custo e Produtividade e da Eficiência Térmica Global
do Processo de Secagem de Fluoreto de Amônio por Spray Dryer
Dissertação apresentada à Escola de
Engenharia de Lorena da Universidade de São
Paulo para a obtenção do título de Mestre em
Engenharia Química.
Área de Concentração: Novos Materiais e
Química Fina
Orientador: Prof. Dr. Luiz Carlos de Queiroz
Lorena – SP
2007
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AUTORIZO A REPRODUÇÃO E DIVULGAÇÃO TOTAL OU PARCIAL DESTE
TRABALHO, POR QUALQUER MEIO CONVENCIONAL OU ELETRÔNICO, PARA
FINS DE ESTUDO E PESQUISA, DESDE QUE CITADA A FONTE.
Catalogação na Publicação
Biblioteca Universitária
Escola de Engenharia de Lorena da Universidade de São Paulo
Omena, Anderson Estevez
Análise da Relação Custo e Produtividade e da Eficiência Térmica Global do
Processo de Secagem de Fluoreto de Amônio por Spray Dryer / Anderson
Estevez Omena ; orientador Luiz Carlos de Queiroz.-- 2007
170 f: fig.
Dissertação (Mestrado – Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Química. Área de Concentração: Novos Materiais e Química Fina) – Escola de
Engenharia de Lorena da Universidade de São Paulo.
1. Secagem industrial 2. Spray Dryer 3. Fluoreto de amônio 4. Modelos
matemáticos em engenharia química. I. Título.
66.047 - CDU
DEDICATÓRIAS
Ao meu pai, Fernando, à minha mãe, Corita, e aos irmãos, Alexandre e Patrícia,
dedico pela compreensão e pelo incansável apoio que recebi ao longo do período de
elaboração deste trabalho.
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Dr. Luiz Carlos de Queiroz, que nos anos de convivência, muito me
ensinou, contribuindo para meu desenvolvimento científico e intelectual.
Aos meus eternos professores Alexandre Tôrres, Elaine Tôrres, Sérgio Corrêa,
Eduardo Bessa e César Pereira, que desde a época da minha graduação, sempre me apoiaram
a trilhar no campo científico.
À Escola de Engenharia de Lorena – Universidade de São Paulo (EEL – USP), pela
oportunidade de realização do curso de mestrado.
À empresa Indústrias Nucleares do Brasil (INB), por ter me colocado a disposição,
todos os recursos necessários para o desenvolvimento deste trabalho.
À empresa Companhia Vale do Rio Doce (CVRD), pela compreensão e confiança
durante a fase final de elaboração deste trabalho.
Aos amigos que torceram pelo meu êxito...
Muito obrigado!!!
“Conhecimento é o único recurso econômico que faz sentido.”
Peter Drucker
“O rio atinge seus objetivos porque aprendeu a contornar os obstáculos.”
Lao Tse
RESUMO
OMENA, A. E. Análise da Relação Custo e Produtividade e da Eficiência Térmica
Global do Processo de Secagem de Fluoreto de Amônio por Spray Dryer. 2007. 170f.
Dissertação (Mestrado em Engenharia Química) – Escola de Engenharia de Lorena,
Universidade de São Paulo, Lorena – SP, 2007.
No presente trabalho foram estudados e avaliados os parâmetros de operação que influenciam
no processo de secagem de uma solução de fluoreto de amônio por spray dryer. Também
foram obtidos os modelos matemáticos que descrevem a operação da planta de secagem de
fluoreto de amônio, a partir dos dados de entrada previamente coletados de uma planta
industrial existente. O spray dryer utilizado foi o de escala industrial da empresa Indústrias
Nucleares do Brasil (INB), com 3,5 m de diâmetro e 3,0 m de altura (parte cilíndrica),
empregando-se atomizador centrífugo de disco rotativo. Os parâmetros controlados na
operação do spray dryer, foram a temperatura de entrada e saída do ar no equipamento de
secagem, a partir de ajustes nas vazões de alimentação de gás liquefeito de petróleo (GLP) e
da solução aquosa de fluoreto de amônio. Foram selecionados como variáveis objetivo, a
vazão mássica de pó cristalizado produzido, o consumo de GLP e a eficiência térmica global
do processo. Foram discutidos os resultados, identificando as melhores condições
operacionais do secador, de forma a minimizar custos com insumos (combustível) e
maximizar a produção. Foram elaboradas simulações de operação do spray dryer no
“software Excel”. Futuramente, estes simuladores poderão ser também inseridos no ensino de
modelagem e simulação de processos e/ou do processo de secagem, dentro das disciplinas
pertinentes, como por exemplo de Termodinâmica e Operações Unitárias, nos cursos de
graduação de Engenharia Química e de Produção. A análise e modelagem do processo de
secagem são de suma importância para as indústrias que o utilizam em seus processos
produtivos, de modo que elas possam ajustar e controlar os parâmetros que realmente
influenciam no processo, obtendo produtos com maior taxa de produção, com a qualidade
desejada e com menor custo de produção.
Palavras-chave: Secagem. Spray dryer. Fluoreto de amônio. Modelo matemático.
ABSTRACT
OMENA, A. E. Analysis of Cost and Productivity Ratio and Global Thermal Efficiency
of the Drying Process of Ammonium Fluoride for Spray Dryer. 2007. 170f. Dissertation
(Master of Science in Chemical Engineering) – Escola de Engenharia de Lorena,
Universidade de São Paulo, Lorena – SP, 2007.
At the present paper the operation parameters that have an influence in the drying process of
an ammonium fluoride solution for spray dryer were studied and evaluated. The mathematical
models that conduct the operation of the ammonium fluoride drying plant were also obtained
from the entrance data collected from an existing industrial plant. The spray dryer used was
one of industrial scale of Indústrias Nucleares do Brasil company (INB), with 3,5 m of
diameter and 3,0 height m (cylindrical part), using centrifugal rotating record atomizer. The
controlled parameters at the spray dryer operation have been the feeding air temperature and
the outflow air temperature, obtained through adjustments in the feeding flows of liquefied
petroleum gas (LGP) and ammonium fluoride solution. The powder mass outflow, the
consumption of LGP and the thermal global efficiency were selected as objective variables.
The results were discussed, identifying the best dryer operational conditions, in order to
minimize costs with fuel and to maximize the production. For this reason, simulations of
spray-dryer operation in Excel were elaborated. In the future, these simulators could also be
inserted in the teaching of modeling and process simulation and/or drying process, disciplines
such as Thermodynamics and Unit Operations, and in the courses of Chemical and Production
Engineering courses. The analysis and modeling of drying process are extremely important
for the industries that use it in its productive processes, so they could adjust and control the
parameters that really have an influence in the process, getting products with greatest
production quantities, with desired qualities and cheaper production costs.
Keywords: Drying. Spray dryer. Ammonium fluoride. Mathematical model.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Secagem por convecção 28
Figura 2 – Etapas envolvidas na secagem em spray dryer 29
Figura 3 – Etapas em diagrama de blocos da secagem por spray dryer 30
Figura 4 – Conjunto atomizador a disco centrífugo, com um disco atomizador
na forma de um prato invertido 32
Figura 5 – Discos atomizadores próprios para diversas aplicações 33
Figura 6 – Bico de pressão a um só fluido 33
Figura 7 – Contato ar-atomizado 35
Figura 8 – Os períodos da secagem – teor de umidade x tempo 37
Figura 9 – Os períodos da secagem – taxa de secagem x teor de umidade 37
Figura 10 – Os períodos da secagem – velocidade de secagem x tempo 37
Figura 11 – Sistemas de recuperação de produto 38
Figura 12 – Esquema de uma planta de atomização 39
Figura 13 – Representação da isoterma de adsorção 49
Figura 14 – Variação da umidade de equilíbrio com a umidade relativa do ar 50
Figura 15 – Esquema do atomizador empregado na planta de secagem 60
Figura 16 – Esquema do spray dryer empregado na secagem 61
Figura 17 – Esquema do spray dryer para o balanço de massa 70
Figura 18 – Esquema do spray dryer para o balanço de energia 71
Figura 19 – Capacidade evaporativa em função da diferença de temperatura do
gás de secagem, a partir dos dados gerais do fabricante 78
Figura 20 – Taxa de consumo de combustível em função da temperatura de
entrada do gás de secagem (TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante 78
Figura 21 – Taxa de consumo de GLP em função da temperatura de entrada do
gás de secagem (TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante 80
Figura 22 – Custo de GLP em função da temperatura de entrada do gás de
secagem (TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante 80
Figura 23 – Eficiência térmica global em função do consumo de GLP, a partir
dos dados gerais do fabricante 82
Figura 24 – Taxa de consumo de GLP em função da temperatura de entrada de
ar quente (TE
AR
), a partir da determinação do estado termodinâmico do ar de
entrada na câmara de secagem, a partir de dados coletados na planta 86
Figura 25 – Custo de GLP em função da temperatura de entrada de ar quente
(TE
AR
), a partir da determinação do estado termodinâmico do ar de entrada na
câmara de secagem, a partir de dados coletados na planta 86
Figura 26 – Comparação entre as curvas da taxa de consumo de GLP em
função da temperatura de entrada de ar quente (TE
AR
) 87
Figura 27 – Capacidade evaporativa do spray dryer em função de ΔT, a partir
de dados reais da planta de secagem
91
Figura 28 – Capacidade evaporativa do spray dryer em função de ΔT, a partir
de dados fornecidos pelo fabricante e de dados reais da planta de secagem
91
Figura 29 – Vazão mássica de alimentação da solução aquosa de fluoreto de
amônio em função do percentual de freqüência do motor da bomba, obtida a
partir da curva de trabalho da bomba fornecida pelo fabricante 93
Figura 30 – Curva do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba
de alimentação da solução de NH
4
F em função da temperatura de saída de ar
úmido, obtida a partir de dados reais de operação manual do spray dryer 109
Figura 31 – Eficiência térmica global (%) em função da temperatura de saída
de ar úmido empregado (
o
C) 111
Figura 32 – Eficiência térmica global do spray dryer (%) em função da taxa de
consumo de GLP (em kg/h) 112
Figura 33 – Taxa de consumo de GLP (kg/h) em função da temperatura de
saída de ar úmido empregado (
o
C) 113
Figura 34 – Taxa de produção de pó de NH
4
F / NH
4
HF
2
(kg/h) em função da
temperatura de saída de ar úmido empregado (
o
C) 113
Figura 35 – Razão entre o custo de GLP e a massa de pó produzido (R$/kg)
em função da temperatura de saída de ar úmido empregado (
o
C) 115
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Escolha do sistema de atomização 35
Tabela 2 – Relação entre padrão de tamanho de gotículas e variáveis de
operação para atomizadores centrífugos 54
Tabela 3 – Especificação da solução aquosa de fluoreto de amônio 63
Tabela 4 – Especificação do fluoreto/bifluoreto de amônio cristalizado 66
Tabela 5 – Parâmetros iniciais de entrada 76
Tabela 6 – Especificações técnicas do spray dryer fornecidas pelo fabricante 77
Tabela 7 – Especificações sobre o consumo e o custo de GLP para a operação
do spray dryer, a partir dos dados do fabricante 79
Tabela 8 – Especificações sobre a eficiência térmica global para o spray dryer,
a partir dos dados do fabricante 81
Tabela 9 – Determinação da taxa de consumo e do custo de GLP a partir da
determinação do estado termodinâmico para a corrente de ar quente que sai do
aquecedor de ar, a partir de dados coletados na planta 85
Tabela 10 – Dados de entrada para o cálculo da capacidade evaporativa do
spray dryer
89
Tabela 11 – Umidade absoluta da mistura gasosa na saída do secador e taxa de
água vaporizada calculadas para vários valores de ΔT
90
Tabela 12 – Média do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba
de alimentação da solução de NH
4
F para uma determinada temperatura de
saída de ar (TS
AR
) 95
Tabela 13 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 87
o
C 96
Tabela 14 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 88
o
C 96
Tabela 15 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 89
o
C 97
Tabela 16 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 90
o
C 97
Tabela 17 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 91
o
C 98
Tabela 18 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 92
o
C 99
Tabela 19 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 93
o
C 100
Tabela 20 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 94
o
C 101
Tabela 21 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 95
o
C 102
Tabela 22 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 96
o
C 103
Tabela 23 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 97
o
C 104
Tabela 24 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 98
o
C 105
Tabela 25 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 99
o
C 106
Tabela 26 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de
freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F
para uma temperatura de saída de ar úmido (TS
AR
) de 100
o
C 107
Tabela 27 – Média do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba
de alimentação da solução de NH
4
F para uma determinada temperatura de
saída de ar (TS
AR
), após a análise do tamanho mínimo de amostra 108
Tabela 28 – Resultados obtidos nas simulações de secagem por spray dryer
para cada valor de temperatura de saída de ar úmido empregado 111
Tabela 29 – Razão entre o custo de GLP e a massa de pó produzido para cada
valor de temperatura de saída de ar úmido empregado nas simulações 114
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ANP Agência Nacional de Petróleo
CVRD Companhia Vale do Rio Doce
EEL Escola de Engenharia de Lorena
FAT Faculdade de Tecnologia de Resende
FCN Fábrica de Combustível Nuclear
GLP Gás Liquefeito de Petróleo
INB Indústrias Nucleares do Brasil
PEAD Polietileno de Alta Densidade
PWR Power Water Reactor (reator nuclear de água leve)
RFAS Relatório Final de Análise de Segurança
TCAU Tricarbonato de Amônio Uranila
UERJ Universidade do Estado do Rio de Janeiro
USP Universidade de São Paulo
LISTA DE SÍMBOLOS
Q Calor
M
V
massa de líquido removida (vaporizada) do produto
M
U
material úmido
dw/dθ
velocidade de secagem
θ
tempo de secagem
W, X teor de umidade
T temperatura; temperatura de bulbo seco
M
V
peso molecular do vapor
M
G
peso molecular do gás
P pressão total
P
V
pressão parcial do vapor
X
sat
umidade de saturação
P
sat
pressão do vapor saturado
X
P
saturação relativa
Vu volume úmido
M
m
peso molecular da mistura gás-vapor
y
V
fração mássica de vapor
ρ
m
densidade do ar úmido
R constante dos gases perfeitos
X
R
umidade relativa
T
D
temperatura de ponto de orvalho
h entalpia da mistura gás-vapor
c
G
calor específico do gás
c
V
calor específico do vapor
λ
o
calor latente do vapor
T
o
temperatura de referência; temperatura ambiente
s calor específico úmido
q calor por unidade de área
h
t
coeficiente global de transmissão de calor
T
W
temperatura de bulbo úmido
N razão de transmissão de massa por unidade de área
K
G
coeficiente de transmissão de massa
P
W
pressão de vapor saturado a T
W
τ
conteúdo de umidade
τ
E
umidade de equilíbrio
D diâmetro da gotícula
v
R
velocidade de rotação do disco centrífugo do atomizador
F vazão mássica de alimentação da solução aquosa de NH
4
F
ϖ
viscosidade da alimentação
σ
tensão superficial da gotícula
ρ
F
densidade da alimentação
φ
diâmetro do disco centrífugo
TE
AR
temperatura do ar quente, alimentado no spray dryer
TS
AR
temperatura do ar úmido que sai do spray dryer
X
o
R
umidade relativa ambiente
F vazão mássica de alimentação da solução aquosa de NH
4
F
M
EAR
vazão mássica de ar quente (gás de secagem)
M
SAR
vazão mássica de ar úmido
M
N
vazão mássica de NH
4
F / NH
4
HF
2
/ NH
3
que saem na corrente do ar úmido
S
PÓ
vazão mássica de pó de NH
4
F / NH4HF
2
que sai pelo underflow do ciclone
Y
NH4F
fração mássica de soluto na alimentação
Y
PÓ
fração mássica total de sais de fluoreto (NH
4
F e NH
4
HF
2
) no pó produzido
Y
N
fração mássica de soluto no vapor produzido
XE
AR
umidade absoluta no ar quente, alimentado no spray dryer
h
EAR
entalpia na corrente de ar quente, alimentado no spray dryer
TE
NH4F
temperatura da solução alimentada de NH
4
F
XS
AR
umidade absoluta no ar úmido que sai do spray dryer
h
SAR
entalpia na corrente de ar úmido, que sai do spray dryer
c
L
calor específico do líquido
s
EAR
calor específico úmido da corrente de entrada do ar quente
λ
SAR
calor latente na temperatura TS
AR
T
S
temperatura de saturação adiabática
X
S
umidade de saturação adiabática
λ
S
calor latente na temperatura T
S
η
Tglobal
eficiência térmica global
η
Tevap
eficiência evaporativa
F
B
percentual de freqüência do motor da bomba de NH
4
F
Q
GLP
poder calorífico do GLP
C
GLP
custo do GLP
h
o
entalpia do ar ambiente
ΔT
gradiente de temperatura entre as temperaturas de entrada e saída de ar no spray dryer
V
AR
Vazão volumétrica do ar
Tν Ponto de probabilidade da distribuição de Student para “ν" graus de liberdade
μ
Média
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO 25
1.1 OBJETIVOS 25
1.2 JUSTIFICATIVA 26
1.3 AUTORIZAÇÃO DA INDÚSTRIA 26
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 27
2.1 PROCESSO DE SECAGEM 27
2.1.1 PROCESSO DE SECAGEM TÉRMICA 27
2.1.2 PROCESSO DE SECAGEM TÉRMICA POR CONVECÇÃO 28
2.1.3 PROCESSO DE SECAGEM POR ATOMIZAÇÃO 28
2.1.4 ETAPAS DO PROCESSO 31
2.1.4.1 ATOMIZAÇÃO DA SOLUÇÃO ALIMENTADA 31
2.1.4.1.1 ATOMIZADORES ROTATÓRIOS 32
2.1.4.1.2 BICOS DE PRESSÃO 33
2.1.4.2 CONTATO AR – ATOMIZADO 34
2.1.4.3 SECAGEM DO ATOMIZADO 36
2.1.4.4 SEPARAÇÃO DO PRODUTO SECO DO AR 38
2.2 TERMINOLOGIA RELATIVA À FORMA DO FLUORETO DE
AMÔNIO 39
2.2.1 GOTAS 39
2.2.2 PARTÍCULAS 40
2.2.3 AGLOMERADO 40
2.2.4 TAMANHO 40
2.2.5 FORMA DA PARTÍCULA 40
2.2.6 DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA 41
2.3 PROPRIEDADES DO AR ÚMIDO 41
2.3.1 TEMPERATURA DE BULBO SECO (T) 41
2.3.2 TEOR DE UMIDADE OU UMIDADE ABSOLUTA (X) 41
2.3.3 UMIDADE DE SATURAÇÃO (X
sat
) 42
2.3.4 SATURAÇÃO RELATIVA OU UMIDADE PERCENTUAL (X
P
) 42
2.3.5 VOLUME ÚMIDO (Vu) 43
2.3.6 DENSIDADE DO AR ÚMIDO (ρ
m
)
43
2.3.7 UMIDADE RELATIVA (X
R
) 44
2.3.8 TEMPERATURA DE PONTO DE ORVALHO (T
D
) 44
2.3.9 ENTALPIA DE UMA MISTURA AR - VAPOR (h) 45
2.3.10 CALOR ESPECÍFICO ÚMIDO (s) 45
2.3.11 TEMPERATURA DE BULBO ÚMIDO (T
W
) 46
2.4 PROPRIEDADES DOS SÓLIDOS ÚMIDOS 47
2.4.1 CONTEÚDO DE UMIDADE (τ)
47
2.4.2 UMIDADE DE EQUILÍBRIO (τ
E
)
48
2.4.3 UMIDADE LIVRE 48
2.4.4 UMIDADE LIGADA 48
2.4.5 UMIDADE NÃO LIGADA 48
2.4.6 ISOTERMAS DE ADSORÇÃO 49
2.4.7 SÓLIDOS INSOLÚVEIS HIGROSCÓPICOS 50
2.4.8 SÓLIDOS SOLÚVEIS HIGROSCÓPICOS 51
2.5 VANTAGENS DO SPRAY DRYER 51
2.6 PARÂMETROS QUE INFLUENCIAM O PROCESSO 52
2.7 ABORDAGENS NA LITERATURA SOBRE MODELAGEM DA
SECAGEM POR ATOMIZAÇÃO 55
3 DESCRIÇÃO DO PROCESSO 59
3.1 O EQUIPAMENTO UTILIZADO 59
3.2 ALIMENTAÇÕES DO PROCESSO 62
3.2.1 FLUORETO DE AMÔNIO 62
3.2.2 GÁS LIQUEFEITO DE PETRÓLEO (GLP) 64
3.2.3 AR AMBIENTE 64
3.3 PRODUTOS DA SECAGEM 65
3.4 CONTROLE DO PROCESSO 66
3.5 BALANÇO DE MASSA 69
3.6 BALANÇO DE ENERGIA 71
3.6.1 CAPACIDADE EVAPORATIVA 73
3.6.2 EFICIÊNCIA TÉRMICA 73
3.6.2.1 EFICIÊNCIA TÉRMICA GLOBAL 74
3.6.2.2 EFICIÊNCIA EVAPORATIVA 74
4 PARÂMETROS INICIAIS 76
5 RESULTADOS E DISCUSSÃO 77
5.1 DETERMINAÇÃO DAS EQUAÇÕES PARA A TAXA DE
EVAPORAÇÃO DA ÁGUA, CONSUMO DE GLP E EFICIÊNCIA
TÉRMICA, A PARTIR DOS DADOS FORNECIDOS PELO FABRICANTE
DO EQUIPAMENTO 77
5.2 DETERMINAÇÃO DA EQUAÇÃO DE CONSUMO DE GLP, A
PARTIR DE DADOS COLETADOS NA PLANTA 83
5.3 DETERMINAÇÃO DA CAPACIDADE EVAPORATIVA DO SPRAY
DRYER, A PARTIR DE DADOS COLETADOS NA PLANTA 88
5.4 EQUAÇÃO DE CONVERSÃO DO PERCENTUAL DA FREQÜÊNCIA
DE ROTAÇÃO DO MOTOR DA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DA
SOLUÇÃO AQUOSA DE FLUORETO DE AMÔNIO EM VAZÃO
MÁSSICA 92
5.5 MODELO PROPOSTO DE OPERAÇÃO DA BOMBA DE
ALIMENTAÇÃO DA SOLUÇÃO AQUOSA DE FLUORETO DE AMÔNIO 93
5.6 SIMULADORES DA PLANTA DE SECAGEM 110
6 CONCLUSÕES 116
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 117
REFERÊNCIAS
118
APÊNDICE A - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 87
o
C
124
APÊNDICE B - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 88
o
C
125
APÊNDICE C - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 89
o
C
126
APÊNDICE D - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 90
o
C
127
APÊNDICE E - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 91
o
C
128
APÊNDICE F - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 92
o
C
129
APÊNDICE G - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 93
o
C
130
APÊNDICE H - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 94
o
C
131
APÊNDICE I - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem
de fluoreto de amônio - TSAR = 95
o
C
132
APÊNDICE J - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 96
o
C
133
APÊNDICE L - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 97
o
C
134
APÊNDICE M - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 98
o
C
135
APÊNDICE N - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 99
o
C
136
APÊNDICE O - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para
secagem de fluoreto de amônio - TSAR = 100
o
C
137
APÊNDICE P - Temperatura e umidade relativa do ar medidas no
período de 18/03/2004 a 10/05/2004
138
APÊNDICE Q – Tabela de correlação da freqüência do motor da bomba
de alimentação da solução de fluoreto de amônio
152
APÊNDICE R – Dados de freqüência (%) do motor da bomba de
alimentação da solução de fluoreto de amônio e dos valores das
temperaturas de entrada e saída do ar do equipamento de secagem,
coletados no período de 18/03/2004 a 10/05/2004
153
ANEXO A – Carta psicrométrica. – propriedades de mistura de ar e vapor
de água entre 32
o
F e 600
o
F
167
ANEXO B – Curva característica da bomba de alimentação da solução
aquosa de fluoreto de amônio
168
ANEXO C – Tabela de distribuição de Student
169
ANEXO D – Autorização das Indústrias Nucleares do Brasil (INB)
170
25
1 INTRODUÇÃO
A secagem é um dos processos térmicos mais utilizados nas indústrias. O presente
trabalho enfoca o estudo da secagem da substância fluoreto de amônio sob a forma de solução
aquosa a 12% em massa, no equipamento de spray dryer, de escala industrial, situado na
Fábrica de Combustível Nuclear - II (FCN-II), das Indústrias Nucleares do Brasil (INB),
localizada no município de Resende, no Estado do Rio de Janeiro.
O fluoreto de amônio é um subproduto das fábricas de reconversão de dióxido de
urânio (UO
2
). Este por sua vez é um composto utilizado sob a forma de pastilhas no elemento
combustível presente em reatores nucleares do tipo pressure water reactor (PWR).
1.1 OBJETIVOS
O presente trabalho propôs estudar e avaliar a produtividade, o custo e a eficiência
térmica global do processo de secagem de uma solução aquosa de fluoreto de amônio por
spray dryer, a partir de dados de operação coletados de uma planta industrial existente.
Para o desenvolvimento deste trabalho, foram construídos simuladores de operação
do sistema de secagem sob a forma de planilhas eletrônicas de cálculo.
26
1.2 JUSTIFICATIVA
Como o fluoreto de amônio, uma vez purificado e cristalizado, possui razoável valor
comercial, há portanto, a necessidade de transformar o subproduto do processo de
reconversão de UO
2
em mais um produto de mercado para essas empresas.
Também poucos são os trabalhos publicados na literatura que abordam de forma
sistemática a secagem de fluoreto de amônio. Portanto, investiga-se, neste trabalho, a
influência das condições de operação do spray dryer na eficiência da produtividade da planta
e na eficiência térmica global durante a secagem de uma solução aquosa de fluoreto de
amônio.
Os simuladores de operação da planta de secagem desenvolvidos poderão ser
aplicados no ensino de modelagem e simulação de processos e/ou do processo de secagem,
dentro das disciplinas pertinentes, como por exemplo de Termodinâmica e Operações
Unitárias, nos cursos de graduação de Engenharia Química e de Produção.
1.3 AUTORIZAÇÃO DA INDÚSTRIA
A INB autorizou a publicação dos dados de sua planta de secagem contidos neste
trabalho. A aprovação da INB encontra-se no ANEXO D.
27
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 PROCESSO DE SECAGEM
Secagem é a separação de um líquido de uma mistura homogênea ou heterogênea.
Este líquido é fisicoquimicamente separado através de uma substância higroscópica
(geralmente um gás) que atua como um agente secante.
2.1.1 PROCESSO DE SECAGEM TÉRMICA
Na secagem térmica, o calor é fornecido por condução, convecção ou radiação ao
produto a ser secado. Este calor é usado para evaporar ou vaporizar a o líquido (geralmente a
água) da mistura.
Nos processos de secagem térmica, calor e massa são simultaneamente transferidos.
Se a superfície do produto for suficientemente úmida, a taxa de secagem é somente função da
massa e da transferência do calor para a superfície (evaporação na superfície). Caso contrário,
a taxa de secagem será bastante influenciada e controlada pela transferência de calor e o
movimento do líquido será para dentro da superfície do produto (secagem ocorre para dentro
do produto). Neste caso, o comportamento higroscópico, estrutura dos poros e a
condutividade térmica do produto são fatores decisivos da secagem de acordo com
Blackadder e Nedderman (2004).
28
2.1.2 PROCESSO DE SECAGEM TÉRMICA POR CONVECÇÃO
No processo de secagem térmica por convecção, que é a forma de transferência de
calor utilizada em spray dryer, é utilizado um gás quente para fornecer calor ao sistema e para
transportar o líquido vaporizado ao longo do secador, como é ilustrado na Figura 1.
Q M
V
M
U
Figura 1 – Secagem por convecção, Blackadder e Nedderman (2004)
Onde:
Q = calor;
M
V
= massa de líquido removida (vaporizada) do produto;
M
U
= material úmido.
2.1.3 PROCESSO DE SECAGEM POR ATOMIZAÇÃO
Atomização é por definição, a transformação de um produto no estado fluído para o
estado sólido em forma de pó, através da dispersão de gotículas do material dentro de uma
câmara, contatando com ar aquecido (MASTERS, 1979). O material a ser desidratado pode
estar na forma de solução, suspensão ou pasta e o resultando em partículas isoladas, grânulos
ou aglomerados, sendo que estas formas dependem das propriedades físicas e químicas do
material, do projeto e operação do secador.
A Figura 2 apresenta as etapas envolvidas na secagem em spray dryer.
29
Figura 2 – Etapas envolvidas na secagem em spray dryer
A secagem por spray dryer apresenta quatro etapas distintas: atomização do material;
contato ar-atomizado; secagem do atomizado e separação do material seco do ar. Cada etapa é
realizada segundo o projeto e o modo de operação do secador, que em conjunto com as
propriedades físicas e químicas do material, determinam as características do produto seco. A
homogeneidade do material atomizado e as altas velocidades de evaporação de umidade
permitem uma temperatura do produto menor do que a do ar que sai da câmara de secagem.
Na Figura 3 são apresentadas as principais etapas de secagem por spray dryer.
EST
Á
GIO 2
CONTATO
AR-SPRAY
EST
Á
GIO 4
RECUPERAÇÃO DO
PRODUTO E LIMPEZA DO
AR
CICLONE
LAVADO
R
SPRAY
DRYER
MATERIAL A
SER SECADO
AR QUENTE
EST
Á
GIO 3
CONTATO
AR-SPRAY
PRODUTO
EST
Á
GIO 1
CONTATO
AR-SPRAY
30
Figura 3 – Etapas em diagrama de blocos da secagem por spray dryer
A qualidade dos produtos obtidos por atomização depende das características do
atomizador e da transferência de calor e massa entre o ar aquecido e as gotículas da câmara de
secagem. O líquido é disperso através de alta pressão ou força centrífuga, dependendo do tipo
de atomizador, para aumentar a área superficial e expor as gotículas de pequeno diâmetro ao
ar de secagem a altas temperaturas. O tamanho das partículas do líquido atomizado fica ao
redor de 10 a 200μm e o tempo de secagem é de 5 a 30 segundos, Furuta et al. (1994).
Nonhebel e Moss (1971) citam tamanho de partículas na faixa de 1 a 300μm, e quando o
produto está na forma de esferas ocas, a densidade é baixa. Furuta et al. (1994) afirmam que o
incremento na área superficial do material a ser atomizado aumenta, com o aumento da
velocidade de secagem e o diâmetro das partículas desidratadas em spray dryer é afetado
pelas condições de secagem. Beltrán et al. (2004) enfatizam que o diâmetro das partículas
aumentam de acordo com o aumento contínuo da temperatura.
Masters (1979), relata que o termo atomização relacionado ao processo é devido à
divisão do líquido em milhões de partículas individuais formando uma nuvem ou spray. Um
metro cúbico de líquido forma aproximadamente 2x10
12
partículas uniformes de diâmetro
100μm, equivalente a área superficial de 60.000 m
2
. Durante o contato gotícula-ar, as
partículas encontram o ar quente ocorrendo um processo rápido de evaporação a partir das
ATOMIZAÇÃO
DISCO BICO
SEPARAÇÃO DO PRODUTO
CONTATO AR – ATOMIZADO
CONTRACORRENTE MISTURA COCORRENTE
SECAGEM
31
superfícies das partículas. O controle de umidade ocorre pela regulagem de fluxo e
temperatura de processo.
Segundo Leite (2001) e Nogueira (2002), embora a grande maioria dos casos
emprega aquecimento do ar atmosférico para remover a umidade de cada gotícula, existem
casos em que algumas variações do conceito básico de atomização podem ser necessárias,
dependendo do interesse e produto desejados:
• Atomização a temperatura baixa - o meio de secagem deve ser previamente
desumidificado e então aquecido a temperaturas acima da atmosférica;
• Atomização de espuma - envolve a introdução de um tipo de gás na alimentação,
antes da atomização para produzir partículas especiais contendo vacúolos, tal que se produza
baixa densidade;
• Atomização / liofilização - consiste em fazer o spray do produto em um ar gelado, e
conseqüentemente as gotículas se tornarão individualmente congeladas para que
subseqüentemente a umidade seja removida por sublimação sob vácuo;
• Atomização / resfriamento - neste caso a temperatura do ar deve apenas permitir a
solidificação das gotículas.
2.1.4 ETAPAS DO PROCESSO
2.1.4.1 ATOMIZAÇÃO DA SOLUÇÃO ALIMENTADA
A formação do produto atomizado e o contato ar-atomizado são as etapas
características da secagem por atomização. A seleção e operação do atomizador são de grande
importância quando o objetivo é alcançar um custo mínimo de produtos atomizados com
qualidade.
32
Figura 4 – Conjunto atomizador a disco centrífugo, com
um disco atomizador na forma de um prato invertido,
Foust et al. (1982)
A etapa de atomização deve criar um pulverizado com condições ótimas de
evaporação, que permita alcançar um produto seco e com as características requeridas.
Para a pulverização são utilizados atomizadores giratórios (discos) ou de bicos de
pressão.
2.1.4.1.1 ATOMIZADORES ROTATÓRIOS
A alimentação é introduzida pelo centro, sobre um sistema giratório. O fluxo se
desloca por ação de uma força centrífuga para a periferia, onde a suspensão se desintegra na
forma de gotas. Um amplo raio de características do atomizado é obtido pela variação da
vazão de alimentação, velocidade do sistema e projeto do mesmo. A Figura 4 mostra um
exemplo de um atomizador rotatório, com um disco atomizador na forma de um prato
invertido.
33
Figura 5 – Discos atomizadores próprios para diversas
aplicações. O superior é um disco com chicanas retas, e o
inferior é um disco de alta capacidade com bicos
resistentes a abrasão, Foust et al. (1982)
Figura 6 – Bico de pressão a um só fluido.
a) entrada do fluido sob pressão; b) Núcleo;
c) Bico do bocal. Foust et al. (1982)
a
c
b
Os sistemas de atomização, representados na Figura 5, com chicanas podem operar
para produzir atomizados de granulometrias finas e médias. E os de disco são utilizados
quando é necessário obter granulometrias grossas, com alta capacidade de produção. Os
desenhos dos discos podem ser: pratos, taças e recipientes côncavos invertidos.
2.1.4.1.2 BICOS DE PRESSÃO
Neste sistema de pulverização a alimentação chega ao bico de pressão, a suspensão
gira dentro do bico por ação da pressão e sai pelo orifício do bico. A Figura 6 mostra um
destes bicos para melhor visualizarmos o seu projeto.
34
Os atomizadores que utilizam o sistema de bicos, quando trabalham com vazões
grandes de alimentação produzem um produto com menor homogeneidade e mais grossos do
que os produzidos por atomizadores rotatórios com chicanas. Quando os valores de vazão são
baixos, os atomizados obtidos são pelos dois procedimentos são comparáveis. Com a
duplicação do número de bicos, é obtido um atomizado mais fino. Ainda que a utilização dos
bicos é empregada quando o objetivo são pós atomizados grossos, com tamanho médio entre
120 e 250μm. De acordo com Huang et al. (2005), o atomizador a disco possui uma melhor
performance quando empregado em câmaras de secagem mais largas, pois o spray gerado
ocupa um maior volume dentro da câmara do que o spray produzido pelo atomizador de bicos
de pressão. Por outro lado, o atomizador de bicos de pressão é melhor em câmaras mais
compridas e finas, devido ao seu spray se concentrar no centro da câmara.
2.1.4.2 CONTATO AR - ATOMIZADO
O contato ar - atomizado é determinado pela posição do atomizador em relação a
entrada do ar de secagem (Figura 7). A escolha de um destes sistemas é uma função do
tamanho médio da partícula de atomizado e da possível degradação térmica do produto.
35
Figura 7 – Contato ar-atomizado: 1 - entrada de ar; 2 - entrada de produto; 3 - saída
de ar; 4 - saída de produto e 5 - atomizador. Perry e Green (1997)
O projeto da câmara e o método de introdução do ar são selecionados de acordo com:
• Tamanho de partícula necessário;
• Forma da partícula seca;
• Temperatura a que pode ser submetida a partícula seca.
Na Tabela 1 está detalhada a forma de eleger o atomizador mais adequado, em
função das características requeridas no pó atomizado e de sua temperatura máxima de
trabalho.
Tabela 1 – Escolha do sistema de atomização
Tamanho médio do
atomizado
Temperatura máx. do
pó
Sistema de
atomização
Tipo de atomizador
Fino (30~120μm)
Baixa (25
o
C) Rotatório Contato concorrente
Grosso (120~250μm)
Baixa (25
o
C) Bico Contato concorrente
Grosso (120~250μm)
Alta Bico Mistura
Fonte: Vieira (1999)
36
2.1.4.3 SECAGEM DO ATOMIZADO
No momento que as gotas do atomizado entram em contato com o ar de secagem,
inicia o processo de evaporação. Este começa pela película de vapor saturado que circunda a
superfície da gota. A temperatura da superfície da gota se aproxima da temperatura de bulbo
úmido do ar de secagem.
A carta psicrométrica mostrada no ANEXO A, é muito útil e prático para analisar a
secagem. Ela resume e define as condições de estado em uma mistura do gás (ar) e o líquido
evaporado (vapor d’água).
A evaporação ocorre em duas fases; na primeira existe suficiente umidade dentro da
gota para recolocar a que se perde pela superfície. A difusão da água desde o centro da gota
mantém saturada a superfície; enquanto esta fase dura, a evaporação se dá à velocidade
constante. Portanto neste período, há um equilíbrio dinâmico entre a velocidade de
transferência de calor para o material e a velocidade de remoção do vapor da superfície. Este
período denomina-se período de velocidade de secagem constante ou primeiro período de
secagem e está representado pelo segmento BC das Figuras 8, 9 e 10.
Quando o conteúdo de umidade decresce e não pode manter a saturação na
superfície, se alcança o ponto crítico ou teor de umidade crítico, representado pelo ponto C
das Figuras 8, 9 e 10. Ao atingir este ponto, a evaporação dependerá da velocidade de difusão
da água no interior da gota. A espessura da zona seca aumenta com o tempo, provocando uma
diminuição da velocidade de evaporação. Esta etapa é denominada de período de velocidade
de secagem decrescente ou segundo período de secagem.
A forma e o tamanho dos grãos do pó produzido não é uniforme, já que as diversas
gotas geradas no atomizador exibem diferentes comportamentos durante a evaporação. Ao
serem secas, esses materiais tendem a expandir, outros fraturam ou desintegram, gerando
37
formas porosas e outros mantêm uma forma esférica constante ou inclusive contraem, de
modo que as partículas aumentam de densidade.
As variações do formato das partículas e das características do pó estão intimamente
relacionados com a velocidade de secagem.
Figura 8 – Os períodos da secagem – teor de
umidade x tempo, Perry e Green (1997)
Figura 10 – Os períodos da secagem –
velocidade de secagem x tempo, Perry e
Green
(
1997
)
Figura 9 – Os períodos da secagem – taxa de
secagem x teor de umidade, Perry e Green
(
1997
)
38
2.1.4.4 SEPARAÇÃO DO PRODUTO SECO DO AR
Podem ser utilizados dois sistemas distintos para a recuperação do produto, conforme
esquematizados na Figura 11.
Figura 11 – Sistemas de recuperação de produto. 1 - Produto; 2- Ar; 3- Câmara; 4-
Ciclone, Vieira (1999)
No sistema 1, a separação primária do produto ocorre na base do atomizado (Figura
11a). Durante a operação, a maior parte do produto fica depositado na base da câmara,
enquanto que uma pequena fração é arrastada pelo ar e recuperada pelo equipamento de
separação. Estes equipamentos são normalmente ciclones que realizam a coleta da parte seca,
e os lavadores que realizam a coleta úmida da parte final. Uma alternativa aos ciclones são os
filtros de mangas e os precipitadores eletrostáticos mostrados na Figura 12.
Com este sistema são separados os grossos, que são recolhidos na câmara de
secagem, e os finos, que são recolhidos nos separadores, mas ambas frações são unidas
posteriormente.
No sistema 2, conforme a Figura 11b, a recuperação do produto seco é realizada em
um equipamento de separação. A separação do produto seco do ar exerce influência sobre as
propriedades posteriores do pó, uma vez que um excessivo manejo mecânico pode produzir
pós que tenham porcentagens altas de finos.
39
Figura 12 – Esquema de uma planta de atomização, Vieira (1999)
Onde:
a) Ar;
b) Alimentação;
c) Produto Seco;
1) Câmara de secagem;
2) Ciclone;
3) Lavador;
4) Filtro de mangas;
5) Precipitador Eletrostático.
2.2 TERMINOLOGIA RELATIVA À FORMA DO FLUORETO DE AMÔNIO
2.2.1 GOTAS
Indicam o estado de subdivisão do produto atomizado. Enquanto a superfície do
grânulo está úmida, o atomizado é dito composto por gotas.
a
b
c
c
c
3
4
5
2
1
40
2.2.2 PARTÍCULAS
Indicam o estado de subdivisão do produto seco. A forma da partícula depende do
modo em que se forma a gota e do comportamento desta durante a secagem.
2.2.3 AGLOMERADO
Quando duas ou mais partículas estão aderidas umas nas outras.
2.2.4 TAMANHO
O tamanho de uma partícula, gota ou aglomerado é a dimensão representativa das
mesmas. Para partículas esféricas o diâmetro das mesmas representa o seu tamanho, para
partículas não esféricas o tamanho pode ser representado por um diâmetro aparente.
2.2.5 FORMA DA PARTÍCULA
A complexidade dos mecanismos de atomização e as distorções das gotas durante a
secagem provocam em muitos casos que os produtos secos não apresentem partículas
esféricas. Para expressar o desvio da esfericidade é utilizado um fator de forma definido como
a relação entre a superfície ou o volume verdadeiro e a superfície ou o volume total obtido
mediante técnicas de medida de partículas que suponham a esfericidade das partículas (análise
microscópica ou peneiramento).
41
2.2.6 DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA
Os atomizadores não podem produzir partículas homogêneas e ainda as gotas de
atomizado estão sujeitas a diversas distorções de forma que dependem das características de
secagem e da trajetória das mesmas no atomizador. Em função destes fatores é que se utiliza a
distribuição granulométrica como forma de representação.
2.3 PROPRIEDADES DO AR ÚMIDO
Para a secagem da solução de fluoreto de amônio, é necessário o estudo das
características do ar utilizado e para isso é necessário definir algumas propriedades do ar
úmido.
2.3.1 TEMPERATURA DE BULBO SECO (T)
É a temperatura real ou termodinâmica do ar úmido.
2.3.2 TEOR DE UMIDADE OU UMIDADE ABSOLUTA (X)
É a quantidade de umidade no ar expresso em quilograma de água por quilograma de
ar seco. O teor de umidade, portanto é zero para gás puro e infinito para vapor puro. O teor de
umidade, sendo uma razão de massa, é adimensional, mas comumente é colocado em termos
de kg de vapor por kg de gás seco. Se o gás e o vapor puderem ser considerados gases
42
perfeitos, o teor de umidade estará relacionado à pressão parcial do vapor, P
V
, através da
Equação 1.
X = (M
V
.P
V
) / [M
G
.(P-P
V
)] Equação 1
Onde M
G
e M
V
são respectivamente, os as massas molares do gás e do vapor e P a
pressão total. Considerando M
G
= 28,9 g/mol e M
V
= 18g/mol, temos então que a Equação 1
resulta na Equação 2.
X = (0,622.P
V
) / (P-P
V
) Equação 2
2.3.3 UMIDADE DE SATURAÇÃO (X
sat
)
Quando uma mistura gás-vapor está em equilíbrio com o líquido, a pressão parcial do
vapor iguala a pressão do vapor saturado, P
sat
, e a umidade é definida como a umidade de
saturação, X
sat
, pela Equação 3.
X
sat
= (0,622 . P
sat
) / (P-P
sat
) Equação 3
2.3.4 SATURAÇÃO RELATIVA OU UMIDADE PERCENTUAL (X
P
)
É a razão entre o teor de umidade e a umidade de saturação na mesma temperatura de
bulbo seco e pressão total, dada pela Equação 4.
43
X
P
= (100 . X) / X
sat
= [100 . P
V
.(P - P
sat
)] / [P
sat
.(P-P
V
)] Equação 4
O índice de saturação relativa não tem sentido em temperaturas superiores ao ponto
de ebulição do líquido.
2.3.5 VOLUME ÚMIDO (Vu)
É o volume do ar úmido que ocupa um quilograma de ar seco (m
3
de ar úmido / kg de
ar seco).
2.3.6 DENSIDADE DO AR ÚMIDO (ρ
m
)
A densidade do ar úmido pode ser calculado pela equação dos gases perfeitos.
Considerando que P (pressão total) é normalmente 1 atm, a massa molar média do ar
úmido será dada pela Equação 5.
M
m
= y
V
. M
V
+ (1 – y
V
).M
G
= (P
V
/P) . M
V
+ [1 – (P
V
/P)].M
G
= [M
G
– P
V
.(M
G
– M
V
)] / P
Equação 5
Substituindo na equação dos gases perfeitos:
ρ
m
= (P . M
m
) / R . T = [(P . M
G
) / R . T] – [P
V
.(M
G
– M
V
)] / R . T Equação 6
onde R = 8310 J/K.mol.kg.
44
O primeiro termo da equação representa a densidade do ar seco, em função do qual a
densidade do ar úmido é sempre menor que a do seco.
2.3.7 UMIDADE RELATIVA (X
R
)
É a razão entre a pressão parcial do vapor e a pressão de vapor saturado na mesma
temperatura de bulbo seco, isto é:
X
R
= 100 . P
V
/ P
sat
= 100 . [1+ (M
V
/M
G
.X
sat
)] / [1+ (M
V
/M
G
.X)] Equação 7
A primeira parte desta expressão vale até mesmo acima do ponto de ebulição do
líquido. Em baixas temperaturas, quando ocorre P
sat
<< P, a umidade relativa aproxima-se da
saturação relativa.
A partir das Equações 2 e 7, obtemos a Equação 8.
X = (0,622 . P
sat
. X
R
) / [100 . P – (P
sat
. X
R
)] Equação 8
Que permite calcular a umidade absoluta a partir da umidade relativa.
2.3.8 TEMPERATURA DE PONTO DE ORVALHO (T
D
)
Se uma mistura gás-vapor for resfriada continuamente, haverá um momento em que o
vapor se condensará. A temperatura de ponto de orvalho é a temperatura na qual, desprezando
45
os efeitos da supersaturação, forma-se um líquido pela primeira vez. Assim, a temperatura do
ponto de orvalho é a temperatura na qual a umidade de uma amostra seria igual à umidade de
saturação.
2.3.9 ENTALPIA DE UMA MISTURA AR - VAPOR (h)
Considerando que a mistura ar-vapor d’água possui componentes não-reagentes, cada
uma delas terá seu próprio valor arbitrário de entalpia. A entalpia do gás totalmente seco
normalmente é tomada como sendo zero na pressão total do sistema e em certa temperatura T
o
(normalmente 0
o
C), e a entalpia das substâncias condensáveis é tomada como sendo zero para
líquido na temperatura base T
o
. Assim, a temperatura de 1kg de gás mais qualquer valor nele
contido, ou seja, 1 + X kg de mistura, é dada pela Equação 9.
h = c
G
.(T – T
o
) + X.{c
V
.(T – T
o
) + λ
o
} Equação 9
Onde c
G
e c
V
são os calores específicos do gás e do vapor, respectivamente, e λ
o
é o calor
latente do vapor na temperatura base T
o
. Aqui se consideram os calores específicos como
constantes.
2.3.10 CALOR ESPECÍFICO ÚMIDO (s)
O termo c
G
+ X.c
V
da equação anterior é chamado calor específico úmido, s. Fazendo
c
G
= 1 kJ/K.kg de ar seco e c
V
= 1,92 kJ/K.kg de ar seco, obtemos a Equação 10.
s = 1 + 1,92.X Equação 10
46
Para uma mistura de gases perfeitos, o calor específico úmido é uma função somente
da umidade.
Logo reescrevendo a equação para a entalpia da mistura, obtemos a Equação 11.
h = s.(T – T
o
) + X.λ
o
Equação 11
Fazendo T
o
= 0, λ
o
= 2479 kJ/kg de água e substituindo a Equação 10 na Equação 11,
obtemos a Equação 12.
h = T + 1,92.X.T + 2479.X Equação 12
2.3.11 TEMPERATURA DE BULBO ÚMIDO (T
W
)
Se uma peça de material úmido for exposta a uma corrente de gás, ela terá uma
temperatura inferior à temperatura do gás. Esta é conhecida como temperatura de bulbo
úmido. Como resultado da diferença de temperaturas, o calor é transmitido para o material
numa razão “q” por unidade de área dada pela Equação 13.
q = h
t
.(T – T
W
) Equação 13
Onde h
t
é o coeficiente global de transmissão de calor.
A quantidade de calor faz uma parte do líquido evaporar. A razão de transmissão de
massa por unidade de área, N, é dada pela Equação 14.
47
N = K
G
.(P
W
– P) Equação 14
Onde P
W
é a pressão parcial de vapor na superfície do material, que é a pressão de vapor
saturado a T
W
, e K
G
é o coeficiente de transmissão de massa.
2.4 PROPRIEDADES DOS SÓLIDOS ÚMIDOS
Primeiro deve existir uma diferenciação entre sólidos propriamente úmidos e sólidos
higroscópicos. Os sólidos propriamente úmidos são aqueles nos quais a pressão de vapor de
água na interface (também chamada de pressão de equilíbrio) não depende da quantidade de
umidade do sólido, e sim somente da temperatura do sólido e da temperatura ambiente. Estes
sólidos são insolúveis em água e não apresentam afinidade química com ela.
Os sólidos higroscópicos, como é o caso do sal de fluoreto de amônio, apresentam
uma pressão de equilíbrio que varia não apenas com as temperaturas do sólido e do ambiente,
como também, com a umidade e a natureza do sólido. A maioria das substâncias pertence a
este grupo. Podem ser insolúveis ou totalmente solúveis em água.
2.4.1 CONTEÚDO DE UMIDADE (τ)
É a quantidade de água que o sólido contêm, e pode ser expressa de duas formas:
• Sobre base seca: (kg de água / kg de sólido seco) = Razão mássica.
• Sobre base úmida: (kg de água / kg de sólido úmido) = Fração mássica.
48
2.4.2 UMIDADE DE EQUILÍBRIO (τ
E
)
É a quantidade de umidade de um sólido que está em equilíbrio com o ar a
determinada temperatura e umidade relativa. É normalmente expressa em base seca.
2.4.3 UMIDADE LIVRE
É a umidade em excesso sobre a de equilíbrio, ou seja, é a umidade eliminável pelo
sólido ao entrar em contato com o ar a uma determinada temperatura e umidade relativa.
A umidade livre depende da umidade do sólido e da umidade relativa do ar, uma vez
que ao se modificar altera a umidade de equilíbrio.
2.4.4 UMIDADE LIGADA
É o liquido contido pelo sólido que exerce uma pressão de vapor menor do que a do
líquido puro a mesma temperatura. Isto implica em que a presença do sólido influi na
volatilidade da água, em função do qual deve admitir-se que a água está ligada ao sólido por
algum tipo de força.
2.4.5 UMIDADE NÃO LIGADA
É a quantidade de umidade que um sólido contém em excesso sobre a ligada. Esta
umidade exerce na interface uma pressão parcial igual à de vapor na dita temperatura.
49
Convém ressaltar que enquanto a umidade ligada e a não ligada dependem
unicamente do corpo, a umidade de equilíbrio e a umidade livre dependem do corpo e do ar
que o circunda.
2.4.6 ISOTERMAS DE ADSORÇÃO
A curva de equilíbrio é a representação gráfica da relação quantitativa existente entre
o conteúdo de umidade de um sólido e a umidade relativa do ar que esta em contato com ele,
quando é alcançado o estado em que o sólido não ganha nem perde umidade. Estas curvas se
denominam isotermas de adsorção.
Quando é colocado em contato um sólido em certas condições de umidade (τ) e um
ar de umidade relativa (X
R
), o sólido ganhará ou perderá umidade de acordo com a posição
das ordenadas “τ” e “X
R
” na curva de equilíbrio. Na Figura 13, o ponto A indica que o sólido
ganhará umidade aproximando-se do equilíbrio e o ponto B indica que o sólido perderá
umidade. De acordo com Guerra (2005), a curva de equilíbrio é muito importante na
avaliação do consumo de energia para o processo de secagem.
X
R
τ
Figura 13 – Representação da isoterma de adsorção, Vieira (1999)
A
B
50
2.4.7 SÓLIDOS INSOLÚVEIS HIGROSCÓPICOS
A variação da umidade de equilíbrio com a umidade relativa do ar ocorre de acordo
com a representação da Figura 14. Estas curvas são muito parecidas com as de equilíbrio de
adsorção, por isto têm-se tentado interpretar estas curvas como se tratasse de uma adsorção
física de um vapor sobre um sólido.
As curvas de equilíbrio sofrem com freqüência o efeito da histerese, análogo ao que
se apresenta na adsorção. Com efeito, segundo a umidade inicial do produto seja baixa ou
alta, são obtidas curvas de equilíbrio ligeiramente distintas.
Para um mesmo sólido e uma umidade relativa do ar constante, verifica-se que a
umidade de equilíbrio do sólido diminui quando aumenta a temperatura. Ou seja, a curva de
equilíbrio aproxima-se do eixo das abscissas.
τ
E
X
R
Figura 14 – Variação da umidade de equilíbrio com a umidade relativa do ar, Vieira
(1999)
51
2.4.8 SÓLIDOS SOLÚVEIS HIGROSCÓPICOS
Os sólidos que são solúveis no líquido que possui, como é o caso do sal de fluoreto
de amônio e bifluoreto de amônio, apresentam normalmente curvas de equilíbrio totalmente
diferentes do descrito anteriormente. Quando a pressão parcial do vapor de água no ar é
inferior a pressão de vapor da dissolução saturada, a umidade de equilíbrio do sólido pode ser
muito pequena. No caso contrario, o sólido adsorve umidade do ambiente e se dissolve,
formando em primeiro lugar uma dissolução saturada cuja tensão de vapor é inferior à do
líquido puro, segundo a lei de Raoult. Se a pressão parcial de vapor no ar permanece
constante, o equilíbrio só é alcançado quando for igualado pela tensão de vapor da dissolução;
para isto é necessário que diminua a concentração da dissolução, o qual só é possível quando
todo o sólido estiver dissolvido, e a dissolução resultante tenha uma certa concentração.
Quando uma dissolução está em contato com o ar de umidade relativa inferior à de
equilíbrio, este tende a concentrar-se. Se a umidade relativa do ar é, todavia menor que a de
equilíbrio com a dissolução saturada, se chegará a produzir a precipitação do sólido. Nos
sólidos solúveis a umidade ligada é infinita e a não ligada é nula.
2.5 VANTAGENS DO SPRAY DRYER
Segundo Marshall (1955) e Correa e Farias (1995), o spray dryer possui uma série de
vantagens em relação a outros equipamentos de secagem, como o secador a tambor e o
rotativo, dentre elas:
A questão de poder trabalhar de forma contínua e de possuir facilidade de automação.
52
Nele há a curta exposição do produto aos gases quentes, ao mesmo tempo em que a
evaporação do líquido das gotículas mantém a temperatura do produto baixa, até na
presença de gases muito quentes.
Produz partículas esféricas, o que é difícil sua obtenção por outros processos de
secagem.
Pode operar com uma faixa de temperatura de entrada alto (de 90
o
C a 540
o
C) e sua
eficiência evaporativa são comparáveis ou até melhor que de outros tipos de secadores
diretos.
2.6 PARÂMETROS QUE INFLUENCIAM O PROCESSO
De acordo com Nogueira (2002), a atomização é resultante da aplicação de uma
energia de forma a agir sobre o líquido, até o ponto que ocorre o seu rompimento e
desintegração criando uma nuvem de gotículas. Esta nuvem entra em contato com o ar quente
a elevadas temperaturas, onde ocorre a secagem, resultando na coleta do produto em pó.
Existem diferentes técnicas de atomização concebidas a partir de diferentes formas de
energia aplicadas sobre o líquido, sendo comum em todos os atomizadores o uso de energia
para romper o líquido. A classificação dos atomizadores está relacionada às energias
centrífuga, devido à pressão e cinética. Existem também os atomizadores ultrassônicos e
vibratórios, porém, são menos comuns.
As variáveis que Duffie e Marshall Jr. (1953) preconizam como as que afetam as
propriedades de produtos obtidos na atomização são:
• variações na concentração de alimentação;
• variações na temperatura de alimentação;
• variações na temperatura do ar;
53
• variações nos métodos e condições de atomização;
• diferenças nas propriedades físicas e químicas do material de alimentação.
Como propriedades dos produtos devem ser avaliados:
• densidade aparente;
• volume aparente;
• tamanho da partícula e distribuição (incluindo finos);
• resistência da partícula à ruptura;
• conteúdo de umidade;
• dispersibilidade ou tendência à aglomerar;
• retenção da qualidade desejada ao produto (como aroma, valor alimentício, cor,
reconstituibilidade, dentre outras).
Goula e Adampoulos (2004), citam a redução do teor de umidade do pó produzido,
através do aumento da temperatura de entrada do ar e da diminuição da vazão de ar.
Masters (1979), reporta a relação do tamanho das gotículas e variáveis operacionais
de atomizadores, conforme a Tabela 2.
54
Tabela 2 – Relação entre padrão de tamanho de gotículas e variáveis de operação
para atomizadores centrífugos
Diâmetro Variável de operação Efeito observado
D v
R
–p
Aumento de v
R
, diminui D
D F
q
Aumento de F, aumenta D
D
ϖ
r
Aumento da ϖ, aumenta D
D
σ
s
Aumento da σ, aumenta D
D
ρ
F
t
Aumento de ρ
F
, aumenta D
D
φ
-u
Aumenta φ, diminui D
Fonte: Masters (1979)
Onde p, q, r, s, t, u são valores inteiros e dependem das condições de operação.
Masters (1979) cita equações empíricas para estimar a média do tamanho das
gotículas, relatando a existência de grande diferença entre os valores teóricos e os valores
experimentais (de um modo geral os valores teóricos são maiores), demonstrando a
possibilidade da não-representatividade da amostra, devido a formação dos finos, partículas
muito grandes, perdas por deposição, atrito, etc.
Embora a tecnologia de secagem por atomização necessite de altos investimentos em
instalações, a produção de partículas de qualidade consistente, fácil realização do processo de
modo contínuo e capacidade de processar diversos tipos de matérias-primas fazem com que
esta tecnologia seja amplamente utilizada, WENDEL e ÇELIK (1998).
A seguir são expostas de uma forma sucinta, as terminologias adotadas em sistemas de
atomização.
55
2.7 ABORDAGENS NA LITERATURA SOBRE MODELAGEM DA SECAGEM POR
ATOMIZAÇÃO
No passado, os modelos foram desenvolvidos para o processo de secagem por vários
métodos diferentes. Segundo Vieira (1999), estes métodos incluem:
i) abordagens empíricas (TURBA e NEMETH, 1964; FEDER, 1959);
ii) abordagens analíticas (SJENITZER, 1962; SJENITZER,1952; MIESSE, 1954;
SCHLUNDER, 1962; GLUCKERT, 1962; PROBERT, 1946; SHAPIRO e ERICKSON,
1957; MARONE, 1971; YARON e GAL-OR, 1971);
iii) métodos numéricos (GAUVIN e KATTA, 1975; GAUVIN e KATTA, 1976;
MARSHALL, 1955; DICKINSON e MARSHALL, 1968; DLOUHY e GALVIN, 1960;
CHARLESWORTH e MARSHALL, 1960; MCILVRIED e MASSOTH, 1973; LEONCHIK,
1964; VIEHWEG et al. , 1974; JANDA, 1977).
Têm sido levantadas críticas em relação as abordagens (i) e (ii) no sentido de que são
irrealistas ou extremamente simplificadas, o caso (i) exige demasiadas pressuposições
simplificativas, devido ao número de parâmetros que interagem, e o caso (ii) trata
principalmente das relações das gotas individuais, embora existam exceções notáveis
(PROBERT, 1946; SHAPIRO e ERICKSON, 1957).
O aumento no uso de computadores resultou na predominância dos métodos
numéricos, e seu uso na secagem por atomização tem se tornado norma nos anos recentes
(GAUVIN e BALTAS, 1969; GAUVIN e KATTA, 1975; GAUVIN e KATTA, 1976;
MARSHALL, 1955; JANDA, 1977).
Para produzir em um secador do tipo spray uma forma de um produto desejado, é
necessário entender quais as variáveis que exercem a maior influência sobre o controle dos
processos físicos essenciais que estão ocorrendo. Para obter uma capacidade de previsão é
56
bastante útil modelar de uma forma realista as características essenciais do processo. Realizar
isto por meios puramente analíticos tem demonstrado ser uma tarefa bastante complexa para a
natureza dos mecanismos físicos básicos que interagem durante o processo. E estes
mecanismos devem ser descritos de uma forma matemática conveniente, o que raramente é
possível sem um grande número de pressuposições simplificadoras. As duas considerações
chaves descritas acima são:
• O efeito da transferência simultânea de calor e de massa na taxa de
evaporação quando uma distribuição de gotas é contatada com uma corrente
de gás de secagem;
• O efeito da mudança do tamanho e da trajetória da gota no processo de
secagem.
Pressupondo que a distribuição inicial dos tamanhos das gotas e a direção do
movimento possam ser obtidas, a abordagem geralmente adotada nos estudos mais recentes
nesta área é a de resolver um conjunto de equações diferenciais que descrevem o processo de
transferência de calor e de massa através de métodos numéricos (GAUVIN e BALTAS, 1969;
GAUVIN e KATTA, 1975; GAUVIN e KATTA, 1976; KEEY e PHAM, 1976; JANDA,
1977; KEEY e PHAM, 1977).
Se as informações acima, com relação a trajetória são viáveis, os efeitos de
transferência simultânea de calor e de massa podem ser quantificados a incrementos de
tempos ou de distância dentro da câmara de reação e assim através de um cálculo passo-a-
passo (DLOUHY e GALVIN, 1960), podem ser prognosticados a taxa de evaporação e o
tamanho mutante da gota.
É necessário também calcular, a cada etapa, a temperatura local e a umidade do gás
de secagem, como são estas propriedades da corrente de gás, as quais determinam a taxa de
evaporação posterior, na próxima umidade incremental. Também, à medida que ocorre a
57
evaporação, as propriedades psicrométricas do gás em si mesmas se tornam diretamente
dependentes da taxa de evaporação (GAUVIN e BALTAS, 1969; GAUVIN e KATTA, 1975;
GAUVIN e KATTA, 1976).
Este tipo de abordagem foi adotado por numerosos pesquisadores e o método de
resolução é o tipicamente discutido por Marshall (1955). Keey & Pham (1976) detalharam os
métodos que foram desenvolvidos para o projeto numérico dos spray dryers, e também
descrevem detalhadamente seus próprios recentes estudos, nos quais os métodos apresentados
acima foram empregados com numerosas expressões diferentes, que descrevem a distribuição
característica dos tamanhos das gotas.
Outros métodos numéricos foram desenvolvidos por Janda (1977), Gauvin e Katta
(1975, 1976) e por Gauvin & Baltas (1969).
Além da incerteza de utilizar o coeficiente padrão de arrastamento no caso de uma
nuvem de gotas em evaporação, outro problema essencialmente sem solução é a previsão de
situações reais do conteúdo crítico de umidade (MCILVRIED, 1973).
Contudo, as melhores técnicas numéricas são bastante sofisticadas e podem
prognosticar razoavelmente bem os efeitos que os parâmetros operacionais do spray dryer
terão no processo, especialmente quando forem fornecidas informações suficientes
provenientes de unidades de planta piloto.
Straatsma et al. (1999) desenvolveram então modelos computacionais para fluidos
dinâmicos em duas dimensões, para o processo de secagem por spray dryer, em planta piloto.
Langrish e Kockel (2000) logo desenvolveram modelos em três dimensões para a secagem
por spray dryer, que posteriormente foram aplicados com sucesso por Langrish e Fletcher
(2001), Reinhold (2001), Ducept et al. (2002) e Fletcher et al. (2002).
Assim, os métodos de projeto e as previsões sobre o desempenho do spray dryer têm
mudado de uma base semi-empírica para uma base razoavelmente analítica e numérica.
58
Previsões através do aumento de escala não são totalmente confiáveis, até agora,
devido à falta de informações disponíveis sobre a dinâmica das nuvens de gotas numa
corrente de gás no momento da evaporação, e a natureza complexa dos padrões do fluxo de
gás gerados em spray dryers de maior tamanho.
Finalmente, no passado, os modelos que descreveram os processos de secagem total
por atomização foram irrealistas ou demasiadamente simplificados. Muitos avanços
ocorreram nos últimos 10 anos em relação aos processos básicos de transporte que realizam, e
desde que informações suficientes sobre as instalações da fábrica estão disponíveis, os
modelos empíricos agora fornecerão uma aproximação razoável do desempenho dos
secadores em escala (tamanho) total, com as condições dadas acima.
Mas, como a ação sobre o controle operacional de um sistema de secagem por
atomização é considerada complexa, onde os operadores responsáveis por estes controles
devem tomar decisões quando realizam os ajustes necessários para o bom funcionamento de
todo o processo. Essas decisões são tomadas, normalmente, levando em consideração medidas
qualitativas baseadas em variáveis medidas quantitativamente no ambiente de produção.
59
3 DESCRIÇÃO DO PROCESSO
3.1 O EQUIPAMENTO UTILIZADO
O spray dryer utilizado como base de estudos e para a coleta de dados, é o de escala
industrial da empresa Indústrias Nucleares do Brasil (INB), com 3,5m de diâmetro e 3,0m de
altura (parte cilíndrica), empregando-se atomizador centrífugo de disco rotativo com
velocidade de rotação constante de 9000 rpm.
Ele consiste de uma câmara cilíndrica grande, vertical, em que o material a ser seco
(solução de fluoreto de amônio) é pulverizado na forma de pequenas gotículas e no qual se
introduz um grande volume de ar quente, co-corrente ao fluxo de solução aquosa de NH
4
F
pulverizada pelo atomizador, suficiente para fornecer o calor necessário para completar a
evaporação do líquido. O desenho do atomizador empregado é mostrado na Figura 15.
As transferências de calor e de massa são realizadas pelo contato direto entre o ar
quente e as gotículas dispersas. Depois de completada a secagem, o ar esfriado e os sólidos
são separados. A separação do produto seco do ar quente é feita através de um ciclone externo
conforme o sistema 2 descrito na Figura 11b. Os finos são recuperados através de lavadores.
O aquecimento do ar de secagem é feito em uma câmara chamada de aquecedor de
ar, que contém na sua entrada, o queimador do combustível, onde ocorre a combustão do gás
liquefeito de petróleo (GLP), gerando energia, e portanto, elevando a temperatura do ar
ambiente alimentado, gerando ar no estado adequado para a realização da secagem da solução
de fluoreto de amônio dentro da câmara de secagem.
O desenho do equipamento é mostrado na Figura 16.
60
Figura 15 – Esquema do atomizador empregado na planta de secagem, Galaxie
(2000)
61
Figura 16 – Esquema do spray dryer empregado na secagem, Galaxie (2000)
62
3.2 ALIMENTAÇÕES DO PROCESSO
3.2.1 FLUORETO DE AMÔNIO
A solução a ser secada no spray dryer é uma solução aquosa de fluoreto de amônio a
aproximadamente 12% em massa.
O fluoreto de amônio (NH
4
F) é um sal higroscópico, com certo odor de amônia,
solúvel em água e pouco solúvel em álcool. Decompõe-se em água quente formando
amoníaco (NH
3
) e bifluoreto de amônio (NH
4
HF
2
). Suas soluções são levemente ácidas e
atacam o vidro [...]
1
.
Ele é um subproduto oriundo do processo de reconversão do hexafluoreto de urânio
(UF
6
) em tricarbonato de amônio uranila (TCAU, (NH
4
)UO
2
(CO
3
)
3
), que é um composto
intermediário na obtenção do dióxido de urânio (UO
2
), substância constituinte das pastilhas
dos elementos combustíveis de usinas nucleares. A reação química de obtenção do TCAU é
iniciada com a hidrólise do hexafluoreto de urânio (UF
6
), proveniente da mistura UF
6
/CO
2
,
seguida da reação com o gás carbônico (CO
2
) e amônia (NH
3
), através de absorção no meio
líquido circulante, de acordo com a Reação química 1 (INB, 2005).
Reação 1
Após a precipitação do TCAU, a solução aquosa de fluoreto de amônio é filtrada via
filtros à vácuo de prato giratório, e transferida para o circuito de recuperação de compostos de
urânio, onde é feita a precipitação do peroxofluoruranato de amônio (NH
4
)
2
UO
4
F
2
. O filtrado
(solução aquosa de fluoreto de amônio), com concentração de urânio menor ou igual a 5mg/L,
que é o valor máximo permissível de controle segundo estabelecido no documento da
UF
6
+ 5 H
2
O + 10 NH
3
+ 3 CO
2
(NH
4
)
4
UO
2
(CO
3
)
3
+ 6 NH
4
F
________________________________________
1
QUÍRIOS, disponível em:
http://www.quirios.com.br/index.php?name=Ezcms&pageid=285&pnbid=&index2=0&index=1&entrada=1
63
empresa INB – RFAS FCN II – Rev. 3, cap. 7.3, p. 6, é enviado ao sistema de secagem por
spray dryer.
A especificação da solução aquosa de fluoreto de amônio, que corresponde ao
material a ser secado no spray dryer, é mostrada na Tabela 3.
Tabela 3 – Especificação da solução aquosa de fluoreto de amônio
DESCRIÇÃO ESPECIFICAÇÃO
Aspecto Líquido transparente com forte cheiro de amônia
pH 8,5 - 9,5
Densidade (g/c
m
3
) 1,05 - 1,10
Concentração em NH
4
F 120 - 240 g/L
Concentração em NH
4
HF
2
≤
10 g/L
Ferro
≤
10 mg/L
Urânio
≤
5 mg/L
(1)
Fluorosilicato
≤
50 mg/L
Cloreto
≤
5 mg/L
Sulfato
≤
10 mg/L
Carbonato
≤
5 mg/L
(1)
Teor estabelecido no RFAS FCN II, Rev. 3, capítulo 7.2, página 7.2-18, 2005, para a solução de fluoreto de amônio.
Fonte: INB - RFAS FCN-II, Rev. 3, capítulo 6.1 a 6.2, jan. 2005
No sal de fluoreto de amônio produzido, há também um certo teor de bifluoreto de
amônio (NH
4
)HF
2
, de acordo com a Reação 2, de equilíbrio químico. O teor de bifluoreto de
amônio aumenta consideravelmente em face à parcial decomposição térmica do fluoreto de
amônio durante o processo de secagem por spray dryer.
2 NH
4
F NH
4
F.HF + NH
3
Reação 2
64
3.2.2 GÁS LIQUEFEITO DE PETRÓLEO (GLP)
O gás liquefeito de petróleo (GLP), é utilizado como combustível para fornecer
energia térmica ao ar ambiente a partir de sua combustão realizada no queimador, dentro de
uma câmara chamada aquecedor de ar.
O consumo de GLP na planta é em torno de 20 a 40 kg/h, dependendo da
temperatura final de aquecimento do ar que se deseja obter.
O abastecimento de GLP é feito por caminhões-tanque que descarregam o GLP na
planta, sob a forma liquefeita, para tanques pressurizados de estocagem. Desses tanques, o
GLP é despressurizado e transportado sob a forma gasosa para os pontos de consumo.
3.2.3 AR AMBIENTE
O próprio ar é utilizado como gás de secagem da solução aquosa de fluoreto de
amônio. Antes de entrar na câmara de secagem, ele é aquecido até uma temperatura ideal para
a realização da secagem.
O ar ambiente alimenta a câmara de aquecimento através da diferença de pressão
gerada entre a câmara de aquecimento e o ambiente externo.
Neste trabalho, considerou-se a temperatura do ar ambiente em 25
o
C e umidade
relativa de 74%, conforme APÊNDICE P. Estas foram as condições médias obtidas para o ar,
monitoradas através de um termoigrógrafo colocado junto à Planta de Secagem, no período de
18 de março a 10 de maio de 2004. Foi considerado também a vazão de alimentação do ar
ambiente constante em 6000 m
3
/h, conforme o manual do fabricante do equipamento de
secagem (GALAXIE, 2000).
65
3.3 PRODUTOS DA SECAGEM
Ao remover a umidade da solução de fluoreto de amônio na câmara de secagem, este
se cristaliza sendo então transportado pneumaticamente até o ciclone, onde é retirado na
corrente de underflow (fluxo que sai por baixo do ciclone).
O sal resultante poderá também conter um determinado teor de bifluoreto de amônio,
pois o fluoreto de amônio se decompõe em bifluoreto de amônio e amônia, de acordo com a
temperatura de trabalho.
A amônia, uma vez produzida, será absorvida pela água no lavador de gases e
retornará ao circuito, na água de lavagem, solubilizando mais gases que saem no overflow
(fluxo que sai por cima do ciclone).
Operando a planta de forma adequada, não há emanação de amônia para a atmosfera
pois ela é altamente solúvel em água. Portanto, desde que haja solvente suficiente para
solubilizar a amônia, o processo não causa nenhum dano ambiental.
Uma vez saturada, esta água de lavagem pode ser purgada para o tanque de solução
de fluoreto de amônio que alimenta a câmara de secagem, ao mesmo tempo em que esta
quantidade drenada é reposta por água nova.
Os sais de fluoreto de amônio e bifluoreto de amônio produzidos são armazenados
em contenedores flexíveis para produto a granel, confeccionados em tecido de polipropileno
trançado, revestidos internamente por sacos impermeáveis, também conhecidos
comercialmente como big-bags, com capacidade aproximada entre 150 a 200 kg.
A especificação do fluoreto/bifluoreto de amônio cristalizado, correspondente ao
material produzido no spray dryer, é mostrada na Tabela 4.
66
Tabela 4 – Especificação do fluoreto/bifluoreto de amônio cristalizado
DESCRIÇÃO ESPECIFICAÇÃO
Aspecto Pó branco com forte cheiro de amônia
pH Sol. 10% < 6,5
Concentração em NH
4
F 20,0 a 62,0%
Concentração em NH
4
HF
2
38,0 a 90,0 %
Ferro
≤
10 mg/kg
Urânio
≤
15 mg/kg
Fluorosilicato como (SiO
2
)
≤
50 mg/kg
Cloreto
≤
15 mg/kg
Sulfato
≤
10 mg/kg
Densidade relativa (água = 1), a 20
o
C ~1,01 g/cm
3
Solubilidade em água, a 20
o
C 820 g/L
Fonte: INB - RFAS FCN-II, Rev. 3, capítulo 6.1 a 6.2, jan. 2005
3.4 CONTROLE DO PROCESSO
Para realizar um controle efetivo da planta, é necessário conhecer os parâmetros que
realmente influenciam o processo e conhecer a melhor forma de como controlá-los, de
maneira a atender os objetivos da planta.
O processo visa produzir o NH
4
F / NH
4
HF
2
cristalizado, com máxima taxa de
produção, operando com um menor consumo de energia.
Para analisarmos e conhecermos melhor o processo, é necessário realizar um balanço
de massa e de energia. Uma vez conhecidas as correntes de entrada e de saída do secador,
determina-se também a equação que correlaciona o gradiente de temperatura do gás de
secagem com a taxa de evaporação de água da solução de NH
4
F.
Analisando o consumo de energia da planta, observa-se que o consumo de GLP
poderá ser controlado de forma a garantir uma temperatura do ar de secagem (TE
AR
)
67
suficiente para a realização da secagem, para um menor consumo possível. A temperatura do
ar (TE
AR
) também depende das condições ambientais do ar. Obviamente em um clima seco e
quente, obteríamos uma mesma temperatura do ar (TE
AR
) com um menor consumo de GLP.
Foram monitoradas a temperatura de bulbo seco (T) e a umidade relativa (X
R
o
) do ar
ambiente, monitoradas através de um termoigrógrafo colocado junto à Planta de Secagem.
Além desses parâmetros, foi monitorado também a temperatura do ar de secagem (TE
AR
),
todos durante um mesmo determinado período de operação, de 18 de março de 2004 a 10 de
maio de 2004, conforme APÊNDICES P e R, a fim de determinar uma equação mais próxima
do fenômeno real, que correlacionasse a temperatura do gás de secagem (TE
AR
) com o
consumo de combustível requerido no queimador.
No painel de controle do spray dryer, há mostradores digitais das temperaturas de ar
quente (TE
AR
) e ar úmido (TS
AR
). O sensor de temperatura (termopar) que mede a TE
AR
foi
colocado em um ponto imediatamente anterior a entrada do ar na câmara de secagem e o
termopar que mede a TS
AR
foi colocado na saída do ar úmido logo após o ciclone.
A vazão da bomba de alimentação da solução aquosa de fluoreto de amônio (bomba
de deslocamento positivo) é garantida através de um variador de freqüência de rotação do
motor da bomba, atuado de acordo com a temperatura de saída do ar (ar rico em umidade). No
painel de controle da planta não há a indicação direta da vazão de alimentação da bomba,
porém há a indicação da freqüência do motor da bomba em percentual. A curva que relaciona
a vazão volumétrica da água à 20
o
C com a freqüência da bomba é fornecida pelo fabricante da
bomba, a empresa alemã “Netzsch” e está apresentada no ANEXO B.
Existe ainda um controlador para a alimentação da solução aquosa de fluoreto de
amônio para a câmara de secagem. A freqüência de rotação do motor da bomba de
alimentação da solução de NH
4
F é atuada em função da temperatura de saída do ar úmido
(TS
AR
). Porém o controlador nunca foi utilizado até então. A vazão da bomba era ajustada
manualmente a partir da própria experiência do operador e da sua capacidade de observação
68
da planta, fundamentado na leitura da temperatura de saída do ar úmido (TS
AR
) mostrada no
painel de controle. Um dos objetivos desse trabalho é justamente propor um modelo que
correlacione a vazão de alimentação da solução de NH
4
F com a temperatura de saída do ar, a
partir dos dados coletados da freqüência do motor da bomba de alimentação da solução
aquosa de fluoreto de amônio em percentual e da temperatura do ar úmido (TS
AR
). Todos os
dados foram coletados em um mesmo período de operação da planta, de 18 de março de 2004
a 10 de maio de 2004, conforme o APÊNDICE R.
Baseado nesse modelo proposto, pretende-se fazer o setup do controlador, passando
este controle para o modo automático, facilitando assim, a operação do spray dryer e ainda,
reduzindo os erros operacionais.
Em suma, as variáveis de controle do processo são:
Temperatura do ar quente (TE
AR
);
Temperatura de saída do ar úmido (TS
AR
).
As variáveis que podem ser manipuladas a fim de regular as de variáveis de controle,
são:
Vazão de alimentação da solução de NH
4
F;
Vazão de alimentação de GLP.
As variáveis objetivo do processo, são:
Vazão mássica de pó produzido;
Eficiência térmica global;
Vazão de alimentação de GLP.
Durante esse período de coleta de dados, os parâmetros de temperatura do ar quente
(TE
AR
), temperatura de saída do ar úmido (TS
AR
) e freqüência em percentual da bomba de
69
alimentação da solução de fluoreto de amônio, foram monitorados e registrados de hora em
hora, 24 horas por dia.
Para uma melhor visualização do macro processo, foram elaborados simuladores do
processo de secagem por spray dryer, a partir das equações e dados determinados. Eles foram
construídos em uma planilha eletrônica de cálculo e mostrados nos APÊNDICES de A a O.
De posse desses simuladores, é mais fácil obter também, as condições operacionais
que melhor satisfazem as variáveis objetivo.
3.5 BALANÇO DE MASSA
Para ilustrar o balanço de massa, segue uma representação esquemática, a Figura 17,
onde:
F = vazão mássica de alimentação da solução aquosa de NH
4
F;
M
EAR
= vazão mássica de ar quente (gás de secagem);
M
SAR
= vazão mássica de ar úmido;
M
N
= vazão mássica de NH
4
F / NH
4
HF
2
/ NH
3
que saem junto com o ar úmido, sob a forma
gasosa (NH
3
) e/ou por arraste pelo overflow do ciclone (NH
4
F e NH
4
HF
2
);
S
PÓ
= vazão mássica de pó de NH
4
F / NH4HF
2
que sai pelo underflow do ciclone;
Y
NH4F
= fração mássica de soluto na alimentação;
Y
PÓ
= fração mássica total de sais de fluoreto (NH
4
F e NH
4
HF
2
) no pó produzido;
Y
N
= fração mássica de soluto no vapor produzido, desejado que seja sempre zero, pois não
deve haver arraste do soluto com o ar e o vapor.
70
F, Y
NH4F
M
SAR
, M
N
, Y
N
M
EAR
S
PÓ
, Y
PÓ
Figura 17 – Esquema do spray dryer para o balanço de massa
Fazendo o balanço de massa global, obtemos a Equação 15.
F + M
EAR
= M
SAR
+ M
N
+ S
PÓ
Equação 15
Como M
EAR
= M
SAR
, obtém-se a Equação 16.
F = M
N
+ S
PÓ
Equação 16
Logo, o balanço de massa para o componente em questão será dado pela Equação 17.
SPRAY DRYER
71
Y
NH4F
. F = Y
N
. M
N
+ Y
PÓ
. S
PÓ
Equação 17
Como os teores dos sais de fluoreto devem ser zero na corrente de vapor e ar que sai
do ciclone, Y
N
= 0, obtemos a Equação 18.
Y
NH4F
. F = Y
PÓ
. S
PÓ
Equação 18
3.6 BALANÇO DE ENERGIA
A Figura 18 é uma representação esquemática de um processo adiabático no qual
uma mistura ar-vapor à temperatura TE
AR
, umidade XE
AR
, e entalpia h
EAR
, é misturada a uma
solução aquosa de fluoreto de amônio de temperatura TE
NH4F
e deixada equilibrar. Se não
houver líquido suficiente para saturar o gás, o produto base será uma mistura gás-vapor a uma
temperatura TS
AR
, umidade XS
AR
e entalpia h
SAR
.
Ar quente Ar rico em umidade
(XE
AR
, h
EAR
, TE
AR
) (XS
AR
, h
SAR
, TS
AR
)
NH
4
F (TE
NH4F
)
Figura 18 – Esquema do spray dryer para o balanço de energia, Blackadder e
Nedderman (2004)
Um balanço de massa mostra que o fluxo de líquido no sistema é XS
AR
– XE
AR
por
unidade de massa de gás inteiramente seco. Um balanço de energia, portanto fornece a
Equação 19.
SPRAY DRYER
72
h
SAR
= h
EAR
+ (XS
AR
– XE
AR
).c
L
.(TE
NH4F
– T
o
) Equação 19
Onde c
L
é o calor específico do líquido. Substituindo a Equação 9 na 19, obtemos a Equação
20.
(XS
AR
– XE
AR
) / (TS
AR
– TE
NH4F
) = (s
EAR
/-λ
SAR
) + c
L
.(TE
NH4F
– TS
AR
) Equação 20
Onde λ
SAR
é o calor latente na temperatura TS
AR
, isto é, λ
SAR
= (c
V
– c
L
).(TS
AR
– T
o
). Desde
que para muitas substâncias λ
SAR
/c
L
é grande (550
o
C no caso da água), sem significativa
perda de precisão, desde que TS
AR
não seja muito diferente de TE
NH4F
, podemos reescrever a
Equação 20, obtendo a Equação 21.
(XS
AR
– XE
AR
) / (TS
AR
– TE
AR
) = - s
EAR
/ λ
SAR
Equação 21
Se for adicionado mais líquido ao sistema, a mistura ficará saturada e o ponto (TS
AR
,
XS
AR
) estará na linha da umidade de saturação, onde a temperatura e a umidade serão
conhecidas como a temperatura e umidade de saturação adiabáticas, T
S
e X
S
. Portanto, todos
os estados que tenham a mesma temperatura de saturação adiabática estarão na linha dada
pela Equação 22.
(X
S
– X) / (T
S
– T) = - s / λ
S
Equação 22
Se uma mistura gás-vapor for equilibrada adiabaticamente com líquido exatamente
suficiente, numa temperatura de saturação adiabática, para formar uma mistura saturada, a
temperatura resultante será a temperatura de saturação adiabática.
73
3.6.1 CAPACIDADE EVAPORATIVA
É definida como a quantidade de água (solvente) vaporizada por unidade de tempo
no spray dryer, expressa normalmente em kg/h.
3.6.2 EFICIÊNCIA TÉRMICA
A eficiência térmica na prática é o termo que se refere a energia necessária para obter
um produto seco com as características desejadas.
O projeto do secador spray tem por objetivo obter um produto com as características
desejadas com máxima eficiência térmica. E esta eficiência é definida como a relação entre a
energia utilizada na evaporação e a energia fornecida.
A eficiência térmica aumenta quando se aumenta a temperatura do ar que entra no
atomizador ou quando se diminui a temperatura do ar de saída.
A energia fornecida é proporcional à velocidade de evaporação. O ar aquecido entra
no atomizador e sua temperatura se reduz, devido à evaporação da água da solução de fluoreto
de amônio. Se a câmara é bem isolada, as perdas energéticas serão pequenas e desprezíveis e
a diminuição da temperatura do ar pode ser considerada como a que segue uma linha de
resfriamento adiabático. A evaporação máxima é obtida quando o ar de saída estiver saturado.
Se o ar que entra no atomizador a temperatura TE
AR
, proveniente da câmara de
combustão, na qual entra a temperatura ambiente T
o
, e durante o processo de secagem a
temperatura decresce até a temperatura TS
AR
, a eficiência do processo pode ser expressa pela
eficiência térmica global ou pela eficiência evaporativa.
74
3.6.2.1 EFICIÊNCIA TÉRMICA GLOBAL
É definida como a fração da energia total utilizada na secagem, e pode ser expressa
aproximadamente pela Equação 23.
η
Tglobal
= [(TE
AR
– TS
AR
) / (TE
AR
– T
o
)].100 Equação 23
Onde TS
AR
é a temperatura de saída, se a operação é verdadeiramente adiabática.
Pode-se observar que quando são mantidas as condições de saída e ambiental, a
eficiência térmica global aumenta rapidamente ao aumentar a temperatura de entrada.
3.6.2.2 EFICIÊNCIA EVAPORATIVA
É definida como a relação entre a capacidade de evaporação real e a capacidade de
evaporação máxima (umidade relativa do ar na saída, X
R
= 1). E pode ser expressa
aproximadamente como a Equação 24.
η
Tevap
= [(TE
AR
– TS
AR
) / (TE
AR
– T
S
)].100 Equação 24
Onde T
S
é a temperatura de saturação adiabática.
Ainda que, possam ser obtidas temperaturas altas do ar que entra na câmara de
atomização, as limitações do aumento de temperatura são:
• Existe um limite máximo para a temperatura do ar de entrada e para valores
acima deste, o calor afeta o atomizado causando perda de qualidade do
produto;
75
• O custo do ar aquecido pode alcançar um valor máximo em função da
temperatura.
76
4 PARÂMETROS INICIAIS
Os parâmetros de entrada no processo operacional de secagem em spray dryer para a
solução aquosa de fluoreto de amônio, empregados na planta industrial de secagem da
Indústrias Nucleares do Brasil (INB), são descritos na Tabela 5.
Tabela 5 – Parâmetros iniciais de entrada
Parâmetro Valor
Concentração de entrada da solução de NH
4
F Y
NH4F
= 12%
Percentual de freqüência do motor da bomba de NH
4
F F
B
> 15%
Temperatura de entrada do ar TE
AR
> 150
o
C
Temperatura de saída do ar 87
o
C < TS
AR
< 100
o
C
Velocidade de rotação do disco centrífugo do atomizador v
R
= 9000 rpm
Vazão do ar V
AR
= 6000 m
3
/h
77
5 RESULTADOS E DISCUSSÃO
5.1 DETERMINAÇÃO DAS EQUAÇÕES PARA A TAXA DE EVAPORAÇÃO DA
ÁGUA, CONSUMO DE GLP E EFICIÊNCIA TÉRMICA, A PARTIR DOS DADOS
FORNECIDOS PELO FABRICANTE DO EQUIPAMENTO
A partir dos dados fornecidos pelo fabricante do spray dryer, mostrados na Tabela 6,
a empresa argentina “Galaxie”, foram obtidos os gráficos da taxa de secagem (capacidade
evaporativa) pelo gradiente de temperatura do ar de secagem e do consumo de combustível
em função da temperatura de ar quente (TE
AR
). Foram determinadas também as equações que
melhor representam essas curvas (coeficiente de correlação próximo de 1) para o intervalo de
dados empregados.
Tabela 6 – Especificações técnicas do spray dryer fornecidas pelo fabricante
Temperatura do ar (
o
C)
ΔT do ar (
o
C)
Evaporação da água
(kg/h)
Consumo de
Combustível
(kcal/h)
Entrada Saída
550 100 450 800 795000
450 100 350 640 645000
350 100 250 470 495000
250 100 150 290 345000
220 90 130 250 300000
180 80 100 190 240000
Fonte: Galaxie, Manual de operação e manutenção da planta secador spray, nov. 2000
A curva da capacidade evaporativa em função da diferença de temperatura do ar de
secagem, a partir dos dados da Tabela 6, está representada na Figura 19.
78
Figura 19 – Capacidade evaporativa em função da diferença de temperatura do gás
de secagem, a partir dos dados gerais do fabricante, onde “y” corresponde a capacidade
evaporativa em kg/h e “x” corresponde à diferença de temperatura do ar em
o
C
A taxa de consumo de combustível em função da temperatura do ar de entrada na
câmara de secagem (TE
AR
), a partir dos dados da Tabela 6, está representada na Figura 20.
Figura 20 – Taxa de consumo de combustível em função da temperatura de entrada
do gás de secagem (TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante, onde “y” corresponde a
taxa de consumo de combustível em kcal/h e “x” corresponde a temperatura do ar quente em
o
C (TE
AR
)
y = 1,7412x + 25,015
R
2
= 0,999
150
250
350
450
550
650
750
850
50 150 250 350 450
o
C
kg/h
y = 1500x - 30000
R
2
= 1
200000
300000
400000
500000
600000
700000
800000
900000
170 220 270 320 370 420 470 520
o
C
kcal/h
79
Como o combustível que alimenta o queimador é o gás liquefeito de petróleo (GLP)
e considerando o seu poder calorífico igual a 11700 kcal/kg (PERRY e GREEN, 1997),
obteve-se o consumo de GLP em termos de vazão mássica. Considerando também, o custo do
GLP, para o consumidor, de R$ 2,72/kg, segundo a pesquisa realizada no município de
Resende no período de 25 de fevereiro de 2007 a 03 de março de 2007, pela Agência
Nacional de Petróleo (ANP) [...]
2
, foram obtidos os dados mostrados na Tabela 7 e os gráficos
do consumo e do custo de GLP pela temperatura de ar quente de secagem (TE
AR
).
Tabela 7 – Especificações sobre o consumo e o custo de GLP para a operação do
spray dryer, a partir dos dados do fabricante
Temperatura do ar
de entrada (
o
C)
Taxa de consumo
de GLP (kg/h)*
Custo de GLP
(R$/h)**
550 67,9 184,8
450 55,1 149,9
350 42,3 115,1
250 29,5 80,2
220 25,6 69,7
180 20,5 55,8
*considerando poder calorífico do GLP = 11700 kcal/ kg
(PERRY e GREEN, 1997)
**considerando o custo do GLP = R$ 2,72/kg (ANP, 2007)
A taxa de consumo de GLP em função da temperatura do ar de entrada na câmara de
secagem (TE
AR
), a partir dos dados do fabricante, está representada na Figura 21.
_
________________________________________
2
AGÊNCIA NACIONAL DE PETRÓLEO, disponível em:
http://www.anp.gov.br/i_preco/include/Resumo_Por_Municipio_Posto.asp
80
Figura 21 – Taxa de consumo de GLP em função da temperatura de entrada do gás
de secagem (TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante, onde “y” corresponde à taxa de
consumo de GLP em kg/h e “x” corresponde à temperatura do ar quente em
o
C (TE
AR
)
O custo de GLP em função da temperatura do ar de entrada na câmara de secagem
(TE
AR
), a partir dos dados do fabricante, está representado na Figura 22.
y = 0,3487x - 6,9744
R
2
= 1
45,0
75,0
105,0
135,0
165,0
170 220 270 320 370 420 470 520
o
C
R$/h
Figura 22 – Custo de GLP em função da temperatura de entrada do gás de secagem
(TE
AR
), a partir dos dados gerais do fabricante, onde “y” corresponde ao custo de GLP em
R$/h e “x” corresponde à temperatura do ar quente em
o
C (TE
AR
)
y = 0,1282x - 2,5641
R
2
= 1
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
170 220 270 320 370 420 470 520
o
C
kg/h
81
A partir da Equação 25, calculou-se a eficiência térmica global do spray dryer,
considerando-se para isto, os dados de temperatura inicial e final do ar conforme a Tabela 6 e
a temperatura ambiente de 25
o
C. Os valores obtidos estão mostrados na Tabela 8.
Tabela 8 – Especificações sobre a eficiência térmica global para o spray dryer, a
partir dos dados do fabricante
ΔT do ar (
o
C)
Eficiência térmica
global (%)*
Taxa de consumo
de GLP (kg/h)**
450 85,7 67,9
350 82,4 55,1
250 76,9 42,3
150 66,7 29,5
130 66,7 25,6
100 64,5 20,5
* para T
o
= 25
o
C
** considerando o poder calorífico do GLP = 11700 kcal/kg
(PERRY e GREEN, 1997)
A partir desses dados, foi determinada a relação entre a eficiência térmica global e a
quantidade de GLP consumido, mostrada na Figura 23.
82
Figura 23 – Eficiência térmica global em função do consumo de GLP, a partir dos
dados gerais do fabricante, onde “y” corresponde a eficiência térmica global em % e “x”
corresponde ao consumo de GLP em kg/h
Determinando a primeira derivada da equação obtida para a curva da Figura 23 e
fazendo a primeira derivada (y’) igual a zero, obtemos o valor para “x” de 106,0 kg/h, o qual
representa o valor de consumo de GLP para a eficiência térmica global máxima. Substituindo
o valor de “x” por 106,0 kg/h na equação, encontramos o valor de 91,8 % para a eficiência
térmica global máxima.
Logo, observamos que o consumo de GLP é muito alto para atingirmos esta
eficiência térmica global, tornando inclusive o processo inviável economicamente.
Além disso, na prática, a eficiência térmica do processo de secagem por spray dryer,
em geral, varia em torno de 65 a 70% de acordo com Marshall (1955), o que representa um
consumo de GLP de 23 a 32 kg/h de acordo com a curva da Figura 23, que representa uma
faixa de consumo de GLP dentro do esperado para o spray dryer ao compararmos com a
média verificada na prática (30 kg/h), a partir da razão entre a variação do nível do tanque de
estocagem de GLP e o intervalo de tempo que esta variação ocorreu.
y = -0,0039x
2
+ 0,8266x + 48,011
R
2
= 0,9799
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0 90,0 100,0 110,0
kg/h
%
83
5.2 DETERMINAÇÃO DA EQUAÇÃO DE CONSUMO DE GLP, A PARTIR DE DADOS
COLETADOS NA PLANTA
A taxa de consumo de GLP está associado com a temperatura de entrada do ar quente
na câmara de secagem. A energia produzida pela combustão do GLP é destinada a produção
de ar quente e seco na saída do aquecedor do ar, a partir do ar ambiente alimentado. Logo, foi
determinada uma equação que relaciona o consumo de GLP com a temperatura desejada na
entrada de ar da câmara de secagem, a partir dos dados de entrada das correntes envolvidas
nos balanços de massa e energia do aquecedor de ar.
Para obter a equação, partiu-se de algumas considerações:
• A umidade absoluta é constante durante todo o aquecimento.
• O poder calorífico do GLP (Q
GLP
) é igual a 11700 kcal/kg (PERRY e
GREEN, 1997).
• Não há perdas de energia.
• A vazão de ar de secagem (V
AR
) é constante e igual a 6000 m
3
/h (GALAXIE,
2000).
• O custo do GLP (C
GLP
) é igual a R$ 2,72/kg (ANP, 2007).
No período entre 18 de março a 10 de maio de 2004, foram monitoradas durante
todos os dias, 24h/dia, a temperatura e a umidade relativa do ar, com o auxílio de um
termoigrógrafo colocado próximo ao equipamento de secagem. Os valores eram coletados a
cada hora do dia. Observou-se que para esse intervalo de tempo, não houve variações
significativas na temperatura ambiente, apresentando uma média de 25
o
C com desvio padrão
de 1
o
C. A umidade relativa do ar apresentou uma média de 74% com desvio padrão de 5%
(estes dados estão descritos no APÊNDICE P). Logo, para a simplificação dos cálculos,
84
consideraram-se estas médias também como valores constantes. Isto é aceitável para a
determinação do estado termodinâmico do ar através da carta psicrométrica, visto que não há
variações significativas entre os pontos de ordenadas obtidos (temperatura e umidade relativa)
na carta psicrométrica, dento das faixas dos desvios das médias apresentados. Logo, através
da consulta da carta psicrométrica, mostrada no ANEXO A, para as condições iniciais de T
o
=
25
o
C e X
R
o
= 74%, tem se que:
• Entalpia do ar ambiente (h
o
) = 63 kJ/kg de ar seco;
• Volume úmido (Vu) = 0,86 m
3
/kg de ar seco;
• Umidade absoluta (X) = 0,015 kg/kg ar seco.
Com o auxílio novamente da carta psicrométrica e considerando a umidade absoluta
constante durante o aquecimento em 0,015kg/kg de ar seco, determinou-se o estado
termodinâmico do ar na saída do aquecedor para uma faixa de temperatura (TE
AR
) entre 25
o
C
a 119
o
C, obtendo valores de entalpia (h
EAR
) respectivamente entre 63 a 167 kJ/kg de ar seco.
Estimou-se a energia adicionada ao ar, fazendo a diferença entre as entalpias do ar
respectivamente, entre a saída e a entrada no aquecedor. Ao multiplicarmos pelo volume
úmido inicial e pela vazão de ar e dividirmos pelo poder calorífico do GLP, obtemos o
consumo mássico horário de GLP. Ainda, ao multiplicarmos o consumo pelo seu custo
unitário, obtemos o custo horário de GLP. Tais valores estão mostrados na Tabela 9.
85
Tabela 9 – Determinação da taxa de consumo e do custo de GLP a partir da
determinação do estado termodinâmico para a corrente de ar quente que sai do aquecedor de
ar, a partir dos dados coletados na planta
TE
AR
(
o
C)
h
EAR
(kJ/kg ar
seco)
Q
adicionado
(h
EAR
– h
o
) em
kJ/kg ar seco
kJ/m
3
de ar
úmido inicial
(Q
adicionado
/Vu)
kcal/h de
combustível
((Q
adicionado
/Vu)*
V
AR
)
Consumo de
GLP em kg/h
((Q
adicionado
/V
U
)*
V
AR
/Q
GLP
)
Custo do GLP
em R$/h
((Q
adicionado
/V
U
)*
V
AR*
C
GLP
/Q
GLP
)
25 63 0
0,0
0,0 0,00 0,00
26 65 2
2,3
3323,1 0,28 0,77
29 69 6
7,0
9969,2 0,85 2,32
33 72 9
10,4
14953,8 1,28 3,48
37 77 14
16,2
23261,5 1,99 5,41
41 81 18
20,9
29907,7 2,56 6,95
45 85 22
25,5
36553,8 3,12 8,50
49 90 27
31,3
44861,5 3,83 10,43
54 95 32
37,1
53169,2 4,54 12,36
58 100 37
42,9
61476,9 5,25 14,29
64 106 43
49,9
71446,1 6,11 16,61
69 111 48
55,7
79753,8 6,82 18,54
74 117 54
62,6
89723,0 7,67 20,86
80 123 60
69,6
99692,2 8,52 23,18
86 129 66
76,5
109661,4 9,37 25,49
92 136 73
84,6
121292,2 10,37 28,20
98 143 80
92,8
132922,9 11,36 30,90
105 151 88
102,0
146215,2 12,50 33,99
112 158 95
110,1
157846,0 13,49 36,70
119 167 104
120,6
172799,8 14,77 40,17
A partir dos dados tabelados, plotaram-se os gráficos da taxa de consumo e de custo
de GLP em função da temperatura do ar de entrada no atomizador, conforme as Figuras 24 e
25, respectivamente.
86
Figura 24 – Taxa de consumo de GLP em função da temperatura de entrada de ar
quente (TE
AR
), a partir da determinação do estado termodinâmico do ar de entrada na câmara
de secagem, a partir de dados coletados na planta, onde “y” corresponde ao consumo de GLP
em kg/h e “x” corresponde à temperatura de entrada de ar quente em
o
C
Figura 25 – Custo de GLP em função da temperatura de entrada de ar quente (TE
AR
),
a partir da determinação do estado termodinâmico do ar de entrada na câmara de secagem, a
partir de dados coletados na planta, onde “y” corresponde ao custo de GLP em R$/h e “x”
corresponde à temperatura de entrada de ar quente em
o
C
y = 0,1545x - 3,7758
R
2
= 0,9997
0,00
4,00
8,00
12,00
16,00
20 40 60 80 100 120 140
o
C
kg/h
y = 0,4202x - 10,27
R
2
= 0,9997
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
20 40 60 80 100 120 140
o
C
R$/h
87
A equação obtida para o consumo de GLP é satisfatoriamente válida na prática, visto
que o consumo de GLP, que também foi monitorado regularmente como rotina operacional da
planta, através da medição da variação do nível dos tanques de estocagem de GLP em
determinados intervalos de tempo, resultou em um valor próximo de 30 kg/h, o que de acordo
com a equação, teríamos uma temperatura de entrada de trabalho de 220
o
C, que é uma
temperatura de entrada dentro da faixa de trabalho do secador.
Comparando as curvas das Figuras 21 e 24, referentes ao consumo de GLP em
função da temperatura de entrada do ar quente na câmara de secagem, obtemos a Figura 26.
Figura 26 – Comparação entre as curvas da taxa de consumo de GLP em função da
temperatura de entrada de ar quente (TE
AR
). Uma foi obtida a partir de dados do fabricante
Galaxie e a outra foi obtida a partir da determinação do estado termodinâmico do ar de
entrada na câmara de secagem, onde “y” corresponde à taxa de consumo de GLP em kg/h e
“x” corresponde à temperatura de entrada de ar quente em
o
C
20
25
30
35
40
200 210 220 230 240 250 260
o
C
kg/h
Galaxie
Equação determinada
88
As curvas da Figura 26 possuem coeficientes angulares próximos, ou seja, são
razoavelmente paralelas dentro da faixa de operação. Porém a curva obtida a partir dos dados
coletados na planta de secagem possui um coeficiente linear maior, apresentando portanto,
uma maior taxa de consumo de GLP para uma mesma temperatura de ar quente (TE
AR
).
5.3 DETERMINAÇÃO DA CAPACIDADE EVAPORATIVA DO SPRAY DRYER, A
PARTIR DE DADOS COLETADOS NA PLANTA
Considerando o processo de secagem como sendo um processo adiabático conforme
o sistema da Figura 18 e utilizando a Equação 21 do balanço de energia apresentado, tem-se
que:
(XS
AR
– XE
AR
) / (TS
AR
– TE
AR
) = - s
EAR
/ λ
SAR
A partir desta equação, determinamos XS
AR
em função de TS
AR
. Para isso,
consideraram-se os dados de entrada da Tabela 10.
89
Tabela 10 – Dados de entrada para o cálculo da capacidade evaporativa do spray
dryer
Dados de Entrada:
1 kJ = 0,2388 kcal
Poder Calorífico do GLP (Q
GLP
) = 11700 kcal/kg
Vazão de Ar de Secagem (V
AR
) = 6000 m
3
/h
Temp. do Ar Ambiente (T
o
) = 298 K
Umidade relativa ambiente (X
R
o) = 74 %
Volume úmido (Vu) = 0,86 m
3
/kg ar seco
Calor específico do ar (c
G
) = 1 kJ/K.kg
Calor específico do vapor (c
V
) = 1,92 kJ/K.kg
Calor específico da sol. NH
4
F (c
L
) = 4,18 kJ/kg.K
Calor específico úmido (s) = c
G
+ X.c
V
kJ/kg.K
Calor latente da água (λ
o
) =
2479 kJ/kg
XE
AR
= 0,015 kg água/kg ar seco
h
EAR
=f(TE
AR
)
TE
NH4F
= 298 K
XS
AR
=
f(ΔT)
E substituindo os dados de entrada na Equação 21, obtemos a Equação 25.
XS
AR
= (ΔT/2409,603) + 0,015 Equação 25
Sendo ΔT a diferença de temperatura entre a de entrada (TE
AR
) e a de saída (TS
AR
). Foram
atribuídos valores de ΔT dentro da faixa de operação do secador e calculou-se a umidade
XS
AR
para cada valor de ΔT. Calculou-se também a taxa de água vaporizada para cada ΔT
empregado. Fez-se a diferença entre a umidade absoluta na saída do secador (rica em
umidade) com a umidade absoluta da entrada (pobre em umidade). Para determinar a taxa de
evaporação em unidade de massa por tempo, multiplicou-se o gradiente da umidade absoluta
pela vazão volumétrica do ar e dividiu-se pelo seu volume úmido. Estes valores estão
apresentados na Tabela 11.
90
Tabela 11 – Umidade absoluta da mistura gasosa na saída do secador e taxa de água
vaporizada calculadas para vários valores de ΔT
ΔT (
o
C)
XS
AR
(ΔT/2409,603) + 0,015
Taxa água vaporizada
(XS
AR
- XE
AR
)*V
AR
/Vu em kg/h
100 0,057 288,70
118 0,064 340,67
135 0,071 389,74
151 0,078 435,94
165 0,083 476,35
179 0,089 516,77
191 0,094 551,42
202 0,099 583,17
211 0,103 609,16
219 0,106 632,25
226 0,109 652,46
232 0,111 669,78
236 0,113 681,33
242 0,115 698,65
A partir desses dados, plotou-se o gráfico da taxa de água vaporizada em função de
ΔT mostrado na Figura 27.
91
Figura 27 – Capacidade evaporativa do spray dryer em função de ΔT, a partir de
dados reais da planta de secagem, onde “y” corresponde à capacidade evaporativa em kg/h e
“x” corresponde à diferença de temperatura entre a entrada e a saída de ar no spray dryer, em
o
C
As taxas de evaporação de água fornecidas pelo fabricante (Figura 19) e a calculada
a partir de dados reais (Figura 27), são mostradas em um mesmo gráfico, conforme a Figura
28.
Figura 28 – Capacidade evaporativa do spray dryer em função de ΔT, a partir de
dados fornecidos pelo fabricante e de dados reais da planta de secagem, onde “y” corresponde
à capacidade evaporativa em kg/h e “x” corresponde à diferença de temperatura entre a
entrada e a saída de ar no spray dryer, em
o
C
y = 2,887x + 2E-12
R
2
= 1
250
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
90 110 130 150 170 190 210 230 250
o
C
kg/h
150
200
250
300
350
400
450
500
95 105 115 125 135 145 155
o
C
kg/h
Determinada por dados reais
Galaxie
92
Através da Figura 28, observa-se que a equação para a capacidade evaporativa, a
partir de dados reais da planta de secagem apresenta uma maior capacidade de evaporação
para uma mesma diferença de temperatura do ar de secagem.
O principal motivo da diferença entre as curvas, se deve ao fato da curva obtida a
partir de dados fornecidos pelo fabricante ser mais abrangente do que a outra curva, que foi
obtida a partir de dados de uma planta específica de secagem (spray dryer Galaxie, modelo
3530). A primeira pode ser aplicada para outros modelos de secador da Galaxie conforme o
manual do fabricante (GALAXIE, 2000), só que justamente por isso, há pouca precisão nos
resultados. Enquanto que a segunda foi determinada restritamente para as condições do
modelo de spray dryer desse trabalho, tendo esta, portanto, melhor precisão em seus
resultados.
5.4 EQUAÇÃO DE CONVERSÃO DO PERCENTUAL DA FREQÜÊNCIA DE ROTAÇÃO
DO MOTOR DA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DA SOLUÇÃO AQUOSA DE
FLUORETO DE AMÔNIO EM VAZÃO MÁSSICA
Considerando a curva que relaciona a vazão volumétrica da água a 20
o
C com a
freqüência do motor da bomba fornecida pelo fabricante, a empresa alemã Netzsch, mostrada
no ANEXO B, e admitindo a massa específica da água igual a 1 kg/dm
3
e para a pressão igual
a 0 bar, ou seja trabalhando com aspiração afogada, foi construído um gráfico prático que
relaciona o percentual da freqüência máxima de trabalho da bomba (indicado no painel de
controle da planta) com a vazão mássica de solução aquosa de fluoreto de amônio alimentado.
Este percentual é a freqüência normalizada do motor da bomba, ou seja, a faixa de
freqüência de trabalho que varia de 0 a 2000 min
-1
, corresponde a faixa de operação de 0 a
100%.
93
Para a determinação da correlação entre o percentual da freqüência da bomba e a
vazão mássica da solução aquosa de fluoreto de amônio alimentada, considerou-se também
que a densidade relativa a 20
o
C para a solução aquosa de fluoreto de amônio a 12% (PERRY
e GREEN, 1997) corresponde a 1,05. Esses dados estão mostrados no APÊNDICE Q e o
referido gráfico está apresentado na Figura 29.
Figura 29 – Vazão mássica de alimentação da solução aquosa de fluoreto de amônio
em função do percentual de freqüência do motor da bomba, obtida a partir da curva de
trabalho da bomba fornecida pelo fabricante, no ANEXO B, onde “y” corresponde à vazão
mássica de alimentação da solução aquosa de fluoreto de amônio em kg/h e “x” corresponde
ao percentual de freqüência do motor da bomba, em %
5.5 MODELO PROPOSTO DE OPERAÇÃO DA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DA
SOLUÇÃO AQUOSA DE FLUORETO DE AMÔNIO
Para propor um modelo que correlacione a vazão de alimentação da solução aquosa
de fluoreto de amônio com a temperatura de saída do ar, foram coletados os dados da
freqüência do motor da bomba de alimentação da solução aquosa de fluoreto de amônio em
percentual e da temperatura do ar úmido (TS
AR
), em um mesmo período de operação da
y = 19,363x + 3,4756
R
2
= 0,9999
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0
%
kg/h
94
planta, de 18 de março de 2004 a 10 de maio de 2004. Durante este período, a planta foi
operada de forma contínua em 3 turnos de 8 horas, 24h por dia. Foram registrados um total de
608 dados para cada parâmetro, as temperaturas de entrada e saída de ar, e o percentual da
freqüência de trabalho da bomba, que são os três parâmetros que podem ser monitorados pelo
painel de controle da planta.
A vazão da bomba era ajustada manualmente a partir da própria experiência do
operador e da sua capacidade de observação da planta, fundamentado na leitura da
temperatura de saída do ar úmido (TS
AR
) mostrada no painel de controle.
Após a coleta desses dados, foi realizada a clivagem dos pontos extremos, ou seja,
pontos fora dos limites de operação de mínimo e máximo para a temperatura de saída de ar,
no qual foram atribuídos os valores de 87
o
C e 100
o
C, respectivamente. Pois foi visto, através
dos históricos de registros de operação da planta (livros de operação) do spray dryer que ao se
trabalhar com valores inferiores e superiores a essa faixa de trabalho, há a ocorrência de uma
quantidade muito alta de umidade no pó para temperaturas mais baixas e uma baixa eficiência
térmica para temperaturas mais altas. Descartaram-se também pontos de percentual de
freqüência do motor da bomba abaixo de 15%, pois para percentuais menores que este valor, a
vazão de alimentação de fluoreto de amônio torna-se muito baixa e conseqüentemente, a
produtividade seria muito baixa. Após a clivagem dos pontos, a quantidade de dados passou a
ser 525.
Foi determinada então a média do percentual de freqüência da bomba
correspondente a cada valor de temperatura de saída do ar, para a faixa de 87
o
C a 100
o
C,
variando de uma em uma unidade, conforme é mostrado na Tabela 12.
95
Tabela 12 – Média do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba de
alimentação da solução de NH
4
F para uma determinada temperatura de saída de ar (TS
AR
)
Temperatura de saída do ar
úmido - TS
AR
(
o
C)
Média do % freqüência motor
da bomba de alim. de NH
4
F
Total de Observações
87
23 4
88
23 5
89
24,1 9
90 24,1 31
91 24,5 23
92 24,9 41
93 25,3 54
94 25,8 77
95 25,3 59
96 25,7 49
97 25,8 55
98 25,8 47
99 25,9 31
100 25,9 40
525
Para avaliarmos se a quantidade de dados coletados sobre o percentual da freqüência
do motor da bomba para cada valor de temperatura de saída do ar úmido (TS
AR
) é suficiente
para validar o valor da média do parâmetro analisado, foi determinado o tamanho mínimo de
amostra do percentual da freqüência do motor da bomba para cada valor de temperatura de
saída do ar úmido (TS
AR
), para uma precisão de 1% e um intervalo de confiança de 95% para
a média, a partir da distribuição de Student conforme Neto et al. (2003), mostrada no ANEXO
C.
Os valores encontrados estão mostrados nas Tabelas 13 a 26.
96
Tabela 13 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 87
o
C
N
o
observações (TS
AR
=87) Freqüência Relativa % freqüência alim.
3 0,750 22
1 0,250 25
4 1,000
Média = 23 %
Graus de Liberdade = 3
Variância = 1,875
Desvio Padrão = 1,369 %
T
3
(p/ 95% de conf.) = 3,182
Interv. Confiança (95%) = 21 < μ < 25
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 7 Não é significativo
Tabela 14 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 88
o
C
N
o
observações (TS
AR
=88) Freqüência Relativa % freqüência alim.
4 0,800 22
1 0,200 25
5 1,000
Média = 23 %
Graus de Liberdade = 4
Variância = 1,530
Desvio Padrão = 1,237 %
T
4
(p/ 95% de conf.) = 2,776
Interv. Confiança (95%) = 21 < μ < 24
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 6 Não é significativo
97
Tabela 15 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 89
o
C
N
o
observações (TS
AR
=89) Freqüência Relativa % freqüência alim.
5 0,556 22
1 0,111 25
1 0,111 26
2 0,222 28
9 1,000
Média = 24,1 %
Graus de Liberdade = 8
Variância = 2,992
Desvio Padrão = 1,730 %
T
8
(p/ 95% de conf.) = 2,306
Interv. Confiança (95%) = 23 < μ < 25
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 11 Não é significativo
Tabela 16 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 90
o
C
N
o
observações (TS
AR
=90) Freqüência Relativa % freqüência alim.
1 0,032 15
1 0,032 18
2 0,065 20
7 0,226 22
2 0,065 23
7 0,226 25
3 0,097 26
2 0,065 27
6 0,194 28
31 1,000
Média = 24,1 %
Graus de Liberdade = 30
Variância = 5,708
Desvio Padrão = 2,389 %
T
30
(p/ 95% de conf.) = 2,042
Interv. Confiança (95%) = 23 < μ < 25
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 22 Significativo
98
Tabela 17 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 91
o
C
N
o
observações (TS
AR
=91) Freqüência Relativa % freqüência alim.
2 0,087 20
5 0,217 22
2 0,087 23
1 0,043 24
6 0,261 25
1 0,043 26
1 0,043 27
4 0,174 28
1 0,043 29
23 1,000
Média = 24,5 %
Graus de Liberdade = 22
Variância = 3,186
Desvio Padrão = 1,785 %
T
22
(p/ 95% de conf.) = 2,074
Interv. Confiança (95%) = 24 < μ < 25
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 12 Significativo
99
Tabela 18 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 92
o
C
N
o
observações (TS
AR
=92) Freqüência Relativa % freqüência alim.
1 0,024 15
2 0,049 20
1 0,024 22
3 0,073 23
5 0,122 24
17 0,415 25
2 0,049 26
3 0,073 27
6 0,146 28
1 0,024 29
41 1,000
Média = 24,9 %
Graus de Liberdade = 40
Variância = 4,174
Desvio Padrão = 2,043 %
T
40
(p/ 95% de conf.) = 2,021
Interv. Confiança (95%) = 24 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 16 Significativo
100
Tabela 19 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 93
o
C
N
o
observações (TS
AR
=93) Freqüência Relativa % freqüência alim.
1 0,019 16
1 0,019 18
2 0,037 20
2 0,037 22
3 0,056 23
8 0,148 24
16 0,296 25
2 0,037 26
1 0,019 27
15 0,278 28
3 0,056 29
54 1,000
Média = 25,3 %
Graus de Liberdade = 53
Variância = 3,949
Desvio Padrão = 1,987 %
T
53
(p/ 95% de conf.) = 2,005
Interv. Confiança (95%) = 25 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 15 Significativo
101
Tabela 20 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 94
o
C
N
o
observações (TS
AR
=94) Freqüência Relativa % freqüência alim.
1 0,013 18
1 0,013 20
3 0,039 22
1 0,013 23
10 0,130 24
25 0,325 25
11 0,143 26
3 0,039 27
14 0,182 28
8 0,104 29
54 1,000
Média = 25,8 %
Graus de Liberdade = 76
Variância = 1,786
Desvio Padrão = 1,336 %
T
76
(p/ 95% de conf.) = 1,995
Interv. Confiança (95%) = 25 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 7 Significativo
102
Tabela 21 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 95
o
C
N
o
observações (TS
AR
=95) Freqüência Relativa % freqüência alim.
3 0,051 20
2 0,034 22
1 0,017 23
10 0,169 24
22 0,373 25
6 0,102 26
3 0,051 27
9 0,153 28
3 0,051 29
59 1,000
Média = 25,3 %
Graus de Liberdade = 58
Variância = 1,215
Desvio Padrão = 1,102 %
T
58
(p/ 95% de conf.) = 2,000
Interv. Confiança (95%) = 25 < μ (%) < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 5 Significativo
103
Tabela 22 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 96
o
C
N
o
observações (TS
AR
=96) Freqüência Relativa % freqüência alim.
3 0,061 22
1 0,020 23
4 0,082 24
23 0,469 25
4 0,082 26
1 0,020 27
10 0,204 28
3 0,061 29
49 1,000
Média = 25,7 %
Graus de Liberdade = 48
Variância = 0,880
Desvio Padrão = 0,938 %
T
48
(p/ 95% de conf.) = 2,010
Interv. Confiança (95%) = 25 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 3 Significativo
104
Tabela 23 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 97
o
C
N
o
observações (TS
AR
=97) Freqüência Relativa % freqüência alim.
2 0,036 23
7 0,127 24
22 0,400 25
9 0,164 26
2 0,036 27
10 0,182 28
3 0,055 29
55 1,000
Média = 25,8 %
Graus de Liberdade = 54
Variância = 0,524
Desvio Padrão = 0,724 %
T
54
(p/ 95% de conf.) = 2,005
Interv. Confiança (95%) = 26 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 2 Significativo
105
Tabela 24 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 98
o
C
N
o
observações (TS
AR
=98) Freqüência Relativa % freqüência alim.
3 0,064 23
4 0,085 24
18 0,383 25
8 0,170 26
3 0,064 27
9 0,191 28
2 0,043 29
47 1,000
Média = 25,8 %
Graus de Liberdade = 46
Variância = 0,613
Desvio Padrão = 0,783 %
T
46
(p/ 95% de conf.) = 2,010
Interv. Confiança (95%) = 26 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 2 Significativo
106
Tabela 25 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 99
o
C
N
o
observações (TS
AR
=99) Freqüência Relativa % freqüência alim.
1 0,032 20
2 0,065 22
1 0,032 23
3 0,097 24
8 0,258 25
1 0,032 26
2 0,065 27
13 0,419 28
31 1,000
Média = 25,9 %
Graus de Liberdade = 30
Variância = 1,124
Desvio Padrão = 1,060 %
T
30
(p/ 95% de conf.) = 2,042
Interv. Confiança (95%) = 26 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 4 Significativo
107
Tabela 26 – Avaliação do tamanho mínimo de amostra do percentual de freqüência
de rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma temperatura de
saída de ar úmido (TS
AR
) de 100
o
C
N
o
observações (TS
AR
=100) Freqüência Relativa % freqüência alim.
5 0,125 22
3 0,075 24
11 0,275 25
3 0,075 26
3 0,075 27
15 0,375 28
40 1,000
Média = 25,9 %
Graus de Liberdade = 39
Variância = 0,648
Desvio Padrão = 0,805 %
T
39
(p/ 95% de conf.) = 2,021
Interv. Confiança (95%) = 26 < μ < 26
Precisão Desejada = 1 %
Tamanho mín. amostra = 2 Significativo
Com base na análise do tamanho mínimo de amostra, foram descartados os pontos
médios do percentual de freqüência do motor da bomba para as temperaturas de saída de ar
úmido (TS
AR
) de 87, 88 e 89
o
C, conforme os resultados mostrados nas Tabelas 13, 14 e 15.
Logo, a tabela que melhor representa a relação entre média do percentual de freqüência de
rotação do motor da bomba de alimentação da solução de NH
4
F para uma determinada
temperatura de saída de ar (TS
AR
) é mostrada na Tabela 27.
108
Tabela 27 – Média do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba de
alimentação da solução de NH
4
F para uma determinada temperatura de saída de ar (TS
AR
),
após a análise do tamanho mínimo de amostra
Temperatura de saída do ar úmido -
TS
AR
(
o
C)
Média do % freqüência motor da
bomba de alim. de NH
4
F
Total de Observações
90 24,1 31
91 24,5 23
92 24,9 41
93 25,3 54
94 25,8 77
95 25,3 59
96 25,7 49
97 25,8 55
98 25,8 47
99 25,9 31
100 25,9 40
507
Elaborou-se então o gráfico que melhor se aproxima dos dados obtidos, mostrado na
Figura 30.
109
Figura 30 – Curva do percentual de freqüência de rotação do motor da bomba de
alimentação da solução de NH
4
F em função da temperatura de saída de ar úmido, obtida a
partir de dados reais de operação manual do spray dryer, onde “y” corresponde ao percentual
de freqüência de rotação do motor da bomba de alimentação da solução aquosa de fluoreto de
amônio em % e “x” corresponde à temperatura de saída de ar úmido, em
o
C
Observa-se na Figura 30, que quando é aumentada a temperatura de ar úmido na
saída do spray dryer, há um aumento no percentual da freqüência de rotação do motor da
bomba de alimentação da solução de NH
4
F. Porém a freqüência de rotação do motor da
bomba tende a estabilizar em 25,8% a partir de uma determinada temperatura, em torno de
98
o
C. Isto se deve ao fato de termos atingido o limite da capacidade de operação da bomba, o
que corresponde ao bombeamento de aproximadamente 500 kg/h de solução aquosa de
fluoreto de amônio, de acordo com a equação da reta da Figura 29.
y = -0,0234x
2
+ 4,6169x - 201,53
R
2
= 0,937
24,0
24,4
24,8
25,2
25,6
26,0
90 92 94 96 98 100
o
C
%
110
5.6 SIMULADORES DA PLANTA DE SECAGEM
A partir das seguintes equações determinadas:
• a equação que converte o percentual da freqüência do motor da bomba de
alimentação da solução aquosa de fluoreto de amônio em vazão mássica da
solução;
• a equação que relaciona a temperatura de entrada de ar quente com o
consumo de GLP;
• a equação que relaciona a temperatura de saída do ar úmido com o percentual
da freqüência do motor da bomba de alimentação da solução aquosa de
fluoreto de amônio;
• as equações dos balanços de massa e de energia para o spray dryer;
foram elaboradas, em planilhas eletrônicas de cálculos, simulações da planta de secagem por
spray dryer, utilizando os melhores valores de cada parâmetro manipulável, para cada
temperatura de saída de ar úmido (variável de resposta), dentro da faixa de operação do
secador (87
o
C a 100
o
C). As referidas simulações otimizadas para cada temperatura de saída
estão mostradas nos APÊNDICES de A a O.
A partir dos resultados das simulações, foi construída uma tabela mostrando todos os
parâmetros de operação adequados para cada temperatura de saída do ar úmido empregado
(Tabela 28). A partir desta tabela, podem-se também obter as melhores condições de operação
do spray dryer, a partir dos valores obtidos para a vazão mássica de pó produzido, para a
eficiência térmica global e para o consumo de GLP. Os melhores valores para os parâmetros
de operação do spray dryer serão aqueles que fornecerem uma maior vazão mássica de pó
produzido e maior eficiência térmica global, com um menor consumo de GLP.
111
Tabela 28 – Resultados obtidos nas simulações de secagem por spray dryer para
cada valor de temperatura de saída de ar úmido empregado
TE
AR
(
o
C) TS
AR
(
o
C)
Eficiência
Térmica
Global (η)
Taxa de
consumo GLP
(kg/h)
Custo GLP
(R$/h)
Pó produzido
(kg/h)
224 87 68,8 30,80 73,3 52,45
228 88 68,9 31,40 74,7 54,19
232 89 69,0 32,00 76,2 55,02
235 90 69,0 32,50 77,4 56,83
238 91 69,0 33,00 78,5 57,73
241 92 69,0 33,50 79,7 57,72
244 93 68,9 33,90 80,7 58,69
246 94 68,8 34,30 81,6 58,75
248 95 68,7 34,60 82,3 59,78
250 96 68,5 34,90 83,1 59,90
252 97 68,3 35,20 83,8 59,12
253 98 68,0 35,30 84,0 61,19
254 99 67,7 35,50 84,5 60,47
255 100 67,4 35,60 84,7 60,73
Com os dados obtidos, foram construídos os gráficos de performance de cada
simulação, com base em cada variável objetivo (eficiência térmica global, taxa de consumo de
GLP e taxa de produção de pó).
Os gráficos da eficiência térmica global estão mostrados nas Figuras 31 e 32.
Figura 31 – Eficiência térmica global (%) em função da temperatura de saída de ar
úmido empregado (
o
C)
67,5
68,0
68,5
69,0
69,5
87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100
o
C
%
112
Figura 32 – Eficiência térmica global do spray dryer (%) em função da taxa de
consumo de GLP (em kg/h)
Através destes gráficos (Figuras 31 e 32), observa-se que existe um valor máximo
para a eficiência térmica global, correspondente a 69%, para uma temperatura de entrada de ar
de 238
o
C, temperatura de saída de ar de 91
o
C e taxa de consumo de GLP de 33 kg/h,
conforme dados coletados na planta.
Portanto, para se obter um melhor aproveitamento de energia na planta, deve-se
operá-la controlando as temperaturas de entrada e saída de ar nesses valores indicados.
As taxas de consumo de GLP (kg/h) e de produção de pó de NH
4
F / NH
4
HF
2
(kg/h)
em função da temperatura de saída de ar úmido empregado (
o
C) são mostradas nas Figuras 33
e 34, respectivamente.
67,5
68,0
68,5
69,0
69,5
30,00 30,60 31,20 31,80 32,40 33,00 33,60 34,20 34,80 35,40 36,00
kg/h
%
113
Figura 33 – Taxa de consumo de GLP (kg/h) em função da temperatura de saída de
ar úmido empregado (
o
C)
Figura 34 – Taxa de produção de pó de NH
4
F / NH
4
HF
2
(kg/h) em função da
temperatura de saída de ar úmido empregado (
o
C)
30
31
32
33
34
35
36
87 89 91 93 95 97 99
o
C
kg/h
52
54
56
58
60
62
87 89 91 93 95 97 99
o
C
kg/h
114
Para termos uma melhor inferência na análise das taxas de consumo de GLP e de
produção do pó, foi determinada a relação custo de GLP por quilograma de pó produzido, a
partir dos dados apresentados na Tabela 28. Os valores obtidos para a referida relação estão
mostrados na Tabela 29.
Tabela 29 – Razão entre o custo de GLP e a massa de pó produzido para cada valor
de temperatura de saída de ar úmido empregado nas simulações
Temperatura de saída de ar
úmido (
o
C)
Custo do GLP (R$) / kg de pó
produzido
87 1,60
88 1,58
89 1,58
90 1,56
91 1,55
92 1,58
93 1,57
94 1,59
95 1,57
96 1,58
97 1,62
98 1,57
99 1,60
100 1,59
Obteve-se ainda o gráfico que relaciona a razão custo / produção em cada simulação,
fazendo a temperatura de saída de ar úmido como a variável de referência. Este gráfico é
mostrado na Figura 35.
115
Figura 35 – Razão entre o custo de GLP e a massa de pó produzido (R$/kg) em
função da temperatura de saída de ar úmido empregado (
o
C)
Observa-se neste gráfico, que dentro da faixa de operação da planta, há pontos de
mínimo para a relação custo de GLP/massa de pó produzido, sendo que o menor valor deles,
corresponde a R$1,55/kg. Para se obter esta relação de custo de GLP por massa de pó
produzido, a planta deverá ser operada, controlando a temperatura de ar de entrada entre 235 a
238
o
C e a temperatura de ar de saída entre 90 a 91
o
C, o que também coincide com os
parâmetros de operação para a obtenção da melhor eficiência térmica global.
1,54
1,55
1,56
1,57
1,58
1,59
1,60
1,61
1,62
1,63
87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100
o
C
R$/kg
116
6 CONCLUSÕES
Os dados fornecidos pelo fabricante do equipamento e os respectivos modelos
matemáticos obtidos são razoavelmente verificados, porém não muito precisos para o estudo
de um equipamento específico, justamente por abrangerem secadores com diferentes
dimensões e para diversos tipos de aplicações.
As equações determinadas para a elaboração dos simuladores, a partir de dados reais
coletados durante a operação da planta de secagem, atendem satisfatoriamente ao processo,
mas suas aplicações são limitadas aos parâmetros iniciais de entrada considerados, mostrados
na Seção 4.
A partir da análise das simulações realizadas, foi verificado que, para as seguintes
variáveis de controle: temperatura de entrada de ar quente na câmara de secagem igual a
253
o
C e temperatura de saída de ar úmido igual a 98
o
C, obtém-se a maior vazão mássica de
pó produzido (61,2 kg/h). Porém, obtém-se também um consumo de GLP relativamente alto
(35,3 kg/h).
Ao analisarmos em conjunto o custo de GLP com a produção de pó, fazendo a
relação custo/produtividade, verificou-se claramente que para a temperatura de entrada de ar
quente na câmara de secagem igual a 238
o
C e temperatura de saída de ar úmido igual a 91
o
C,
obtém-se a menor razão (R$ 1,55 de GLP / kg de pó produzido).
O conjunto de valores de 238
o
C para a temperatura de entrada de ar quente na
câmara de secagem e 91
o
C para a temperatura de saída de ar úmido, também resulta em uma
maior eficiência térmica global para o spray dryer (69,0%), confirmando seu melhor
desempenho, na operação do equipamento.
117
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
No processo de secagem da solução aquosa de fluoreto de amônio por spray dryer,
pode ocorrer a degradação do fluoreto de amônio em amônia e bifluoreto de amônio, de
acordo com a temperatura de trabalho. Portanto, pode ser futuramente desenvolvido um
estudo sobre a influência da temperatura na produção de bifluoreto de amônio cristalizado por
spray dryer, a partir de uma solução de fluoreto de amônio.
Sugere-se construir simuladores mais sofisticados para o processo de secagem por
spray dryer da solução de fluoreto de amônio, onde se possa por exemplo, variar as condições
iniciais de temperatura e umidade relativa do ar ambiente, a concentração de alimentação do
material a ser secado e/ou a velocidade de rotação do disco centrífugo do atomizador.
Sugere-se, também, o desenvolvimento de estudos para o processo de secagem por
spray dryer da solução de fluoreto de amônio, utilizando atomizadores de bicos de pressão.
Pode ser feita ainda, uma comparação entre os resultados obtidos pelo atomizador de disco
centrífugo e o atomizador de bico de pressão.
Pode ser explorado, também, a determinação de parâmetros de operação, a partir de
modelos matemáticos para o processo de secagem de fluoreto de amônio por spray dryer,
porém, visando a obtenção de diferentes tamanhos de partículas para o pó produzido.
118
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TURBA, J.; NEMETH, J. Spray dryer. Br. Chem. Eng., v. 9, p. 157, 1964.
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VIEIRA, M. L. H. Modelagem de um sistema de controle por lógica difusa empregado na
secagem por atomização de produtos cerâmicos. 1999. Tese (Doutorado em Engenharia de
Produção) - Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis, 1999.
123
WENDEL, S.; ÇELIK, M. An overview of Spray Drying technology. Pharmaceutical
Technology, v. 2, p. 31-45, 1998.
WILDHAGEN, G. R. S. Estudo da decomposição térmica do nitrato de uranila e
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YARON, I.; GAL-OR, B. Convective mass or heat transfer from size-distributed drops,
bulbes, or solid particles. Int. J. Heat Mass Transfer, v. 14, p. 727, 1971.
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
23,0 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 449,3 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
53,9 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,0 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
394,9 kg/h
TS
AR
=
87
o
C
Δ
T =
137
o
C
TE
AR
=
224
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
30,8 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
52,5 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
51,9 kg/h
Y
PÓ
=
99,0 %
Y
H2O
=
1,0 %
TS
NH4F
=
87,0
o
C
M
H2Ototal
=
395,4 kg/h
M
H2O
=
0,5 kg/h
124
APÊNDICE A - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 87
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
23,5 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 459,4 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
55,1 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,0 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
403,2 kg/h
TS
AR
=
88
o
C
ΔT =
140
o
C
TE
AR
=
228
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
31,4 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
54,2 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
53,1 kg/h
Y
PÓ
=
98,0 %
Y
H2O
=
2,0 %
TS
NH4F
=
88,0
o
C
M
H2Ototal
=
404,3 kg/h
M
H2O
=
1,1 kg/h
125
APÊNDICE B - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 88
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
24,0 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 468,6 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
56,2 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,1 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
411,5 kg/h
TS
AR
=
89
o
C
ΔT =
143
o
C
TE
AR
=
232
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
32,0 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
55,0 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
54,2 kg/h
Y
PÓ
=
98,4 %
Y
H2O
=
1,6 %
TS
NH4F
=
89,0
o
C
M
H2Ototal
=
412,4 kg/h
M
H2O
=
0,9 kg/h
126
APÊNDICE C - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 89
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
24,5 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 476,9 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
57,2 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,1 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
418,0 kg/h
TS
AR
=
90
o
C
ΔT =
145
o
C
TE
AR
=
235
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
32,5 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
56,8 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
55,1 kg/h
Y
PÓ
=
97,0 %
Y
H2O
=
3,0 %
TS
NH4F
=
90,0
o
C
M
H2Ototal
=
419,7 kg/h
M
H2O
=
1,7 kg/h
127
APÊNDICE D - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 90
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
24,8 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 484,3 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
58,1 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,1 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
424,4 kg/h
TS
AR
=
91
o
C
ΔT =
147
o
C
TE
AR
=
238
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
33,0 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
57,7 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
56,0 kg/h
Y
PÓ
=
97,0 %
Y
H2O
=
3,0 %
TS
NH4F
=
91,0
o
C
M
H2Ototal
=
426,2 kg/h
M
H2O
=
1,7 kg/h
128
APÊNDICE E - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 91
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
25,2 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 490,8 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
58,9 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
430,9 kg/h
TS
AR
=
92
o
C
ΔT =
149
o
C
TE
AR
=
241
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
33,5 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
57,7 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
56,7 kg/h
Y
PÓ
=
98,3 %
Y
H2O
=
1,7 %
TS
NH4F
=
92,0
o
C
M
H2Ototal
=
431,9 kg/h
M
H2O
=
1,0 kg/h
129
APÊNDICE F - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 92
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
25,5 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 496,4 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
59,6 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
435,5 kg/h
TS
AR
=
93
o
C
ΔT =
151
o
C
TE
AR
=
244
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
33,9 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
58,7 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
57,4 kg/h
Y
PÓ
=
97,8 %
Y
H2O
=
2,2 %
TS
NH4F
=
93,0
o
C
M
H2Ototal
=
436,8 kg/h
M
H2O
=
1,3 kg/h
130
APÊNDICE G - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 93
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
25,7 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 501,0 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
60,1 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
440,1 kg/h
TS
AR
=
94
o
C
ΔT =
152
o
C
TE
AR
=
246
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
34,3 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
58,7 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
57,9 kg/h
Y
PÓ
=
98,6 %
Y
H2O
=
1,4 %
TS
NH4F
=
94,0
o
C
M
H2Ototal
=
440,9 kg/h
M
H2O
=
0,8 kg/h
131
APÊNDICE H - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 94
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
25,9 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 504,8 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
60,6 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
442,8 kg/h
TS
AR
=
95
o
C
ΔT =
153
o
C
TE
AR
=
248
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
34,6 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
59,8 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
58,4 kg/h
Y
PÓ
=
97,6 %
Y
H2O
=
2,4 %
TS
NH4F
=
95,0
o
C
M
H2Ototal
=
444,2 kg/h
M
H2O
=
1,4 kg/h
132
APÊNDICE I - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 95
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
26,0 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 507,6 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
60,9 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
445,5 kg/h
TS
AR
=
96
o
C
ΔT =
154
o
C
TE
AR
=
250
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
34,9 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
59,9 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
58,7 kg/h
Y
PÓ
=
98,0 %
Y
H2O
=
2,0 %
TS
NH4F
=
96,0
o
C
M
H2Ototal
=
446,7 kg/h
M
H2O
=
1,2 kg/h
133
APÊNDICE J - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 96
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
26,1 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 509,6 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
61,2 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,3 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
448,2 kg/h
TS
AR
=
97
o
C
ΔT =
155
o
C
TE
AR
=
252
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
35,2 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
59,1 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
58,9 kg/h
Y
PÓ
=
99,6 %
Y
H2O
=
0,4 %
TS
NH4F
=
97,0
o
C
M
H2Ototal
=
448,4 kg/h
M
H2O
=
0,2 kg/h
134
APÊNDICE L - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 97
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
26,2 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 510,6 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
61,3 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
447,2 kg/h
TS
AR
=
98
o
C
ΔT =
155
o
C
TE
AR
=
253
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
35,3 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
61,2 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
59,0 kg/h
Y
PÓ
=
96,5 %
Y
H2O
=
3,5 %
TS
NH4F
=
98,0
o
C
M
H2Ototal
=
449,4 kg/h
M
H2O
=
2,2 kg/h
135
APÊNDICE M - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 98
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
26,2 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 510,8 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
61,3 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,3 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
448,1 kg/h
TS
AR
=
99
o
C
ΔT =
155
o
C
TE
AR
=
254
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
35,5 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
60,5 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
59,0 kg/h
Y
PÓ
=
97,6 %
Y
H2O
=
2,4 %
TS
NH4F
=
99,0
o
C
M
H2Ototal
=
449,5 kg/h
M
H2O
=
1,4 kg/h
136
APÊNDICE N - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 99
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
CH
=
0,0 %
F
B
=
26,2 % *Vazão de GLP ajustado!
F = 510,0 kg/h
Y
NH4F
=
12,0 %
M
NH4F
=
61,2 kg/h
%
H2O evap.
=
100 %
TE
NH4F
=
25,0
o
C
Y
N
=
0,5 %
M
N
=
2,2 kg/h
sol. NH4F
M
H2O
=
447,0 kg/h
TS
AR
=
100
o
C
ΔT =
155
o
C
TE
AR
=
255
o
C
M
NH4F
=
0,0 kg/h
Y
R
=
0,5 %
*
F
GLP
=
35,6 kg/h
X
R
o
=
74 %
S
PÓ
=
60,7 kg/h
T
o
=
25
o
C
M
NH4F/NH5F2
=
59,0 kg/h
Y
PÓ
=
97,1 %
Y
H2O
=
2,9 %
TS
NH4F
=
100,0
o
C
M
H2Ototal
=
448,8 kg/h
M
H2O
=
1,8 kg/h
137
APÊNDICE O - Simulação da planta Galaxie Modelo "3530" para secagem de fluoreto de amônio - TS
AR
= 100
o
C
SPRAY DRYER
QUEIMADOR
CICLONE
LAVADOR DE
GASES
CHAMINÉ
CAIXA DE
RETORNO
GLP
AR
138
APÊNDICE P - Temperatura e umidade relativa do ar medidas no período de
18/03/2004 a 10/05/2004
Dia Horário
Temperatura
Ambiente (
o
C)
X
o
R
Mês
18-qui 0:00 24,0 77,5
2:00 24,0 77,5
4:00 24,0 77,5
6:00 24,0 77,5
8:00 24,0 77,5
10:00 24,0 77,5
12:00 24,0 75,0
14:00 24,0 75,0
16:00 24,0 75,0
18:00 24,0 75,0
20:00 24,0 75,0
22:00 24,0 75,0
19-sex 0:00 24,0 75,0
2:00 24,0 75,0
4:00 24,0 75,0
6:00 24,0 75,0
8:00 25,0 75,0
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 75,0
20-sáb 0:00 25,0 70,0
2:00 25,0 70,0
4:00 24,0 70,0
6:00 24,0 70,0
8:00 24,0 72,5
10:00 24,0 72,5
12:00 24,0 72,5
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
21-dom 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 75,0
MARÇO
4:00 24,0 75,0
139
Continuação do APÊNDICE P
6:00 24,0 75,0
8:00 24,0 72,5
10:00 24,0 67,5
12:00 24,0 70,0
14:00 24,0 72,5
16:00 24,0 72,5
18:00 24,0 67,5
20:00 24,0 67,5
22:00 24,0 70,0
22-seg 0:00 24,0 72,5
2:00 24,0 67,5
4:00 24,0 70,0
6:00 24,0 72,5
8:00 24,0 67,5
10:00 24,0 65,0
12:00 24,0 65,0
14:00 24,0 65,0
16:00 24,0 65,0
18:00 24,0 65,0
20:00 24,0 65,0
22:00 24,0 65,0
23-ter 0:00 24,0 65,0
2:00 24,0 65,0
4:00 24,0 65,0
6:00 24,0 65,0
8:00 24,0 65,0
10:00 24,0 65,0
12:00 24,0 65,0
14:00 24,0 65,0
16:00 24,0 65,0
18:00 24,0 67,5
20:00 24,0 67,5
22:00 24,0 67,5
24-qua 0:00 24,0 70,0
2:00 24,0 70,0
4:00 25,0 67,5
6:00 25,0 67,5
8:00 25,0 67,5
10:00 25,0 67,5
12:00 25,0 67,5
14:00 25,0 65,0
16:00 25,0 65,0
18:00 25,0 67,5
140
Continuação do APÊNDICE P
20:00 25,0 67,5
22:00 25,0 67,5
25-qui 0:00 25,0 67,5
2:00 25,0 67,5
4:00 25,0 67,5
6:00 25,0 67,5
8:00 25,0 67,5
10:00 25,0 67,5
12:00 25,0 67,5
14:00 25,0 67,5
16:00 25,0 67,5
18:00 25,0 67,5
20:00 25,0 72,5
22:00 25,0 75,0
26-sex 0:00 25,0 72,5
2:00 25,0 72,5
4:00 25,0 72,5
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 70,0
12:00 25,0 70,0
14:00 25,0 70,0
16:00 25,0 70,0
18:00 25,0 70,0
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 70,0
27-sáb 0:00 25,0 72,5
2:00 25,0 75,0
4:00 25,0 72,5
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 72,5
10:00 25,0 72,5
12:00 25,0 72,5
14:00 25,0 72,5
16:00 25,0 72,5
18:00 25,0 75,0
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 75,0
28-dom 0:00 25,0 75,0
2:00 25,0 75,0
4:00 25,0 75,0
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 72,5
141
Continuação do APÊNDICE P
10:00 25,0 67,5
12:00 25,0 72,5
14:00 25,0 72,5
16:00 25,0 72,5
18:00 25,0 70,0
20:00 25,0 72,5
22:00 25,0 72,5
29-seg 0:00 25,0 72,5
2:00 25,0 72,5
4:00 25,0 75,0
6:00 25,0 70,0
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 75,0
16:00 25,0 75,0
18:00 25,0 72,5
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 75,0
30-ter 0:00 25,0 72,5
2:00 25,0 70,0
4:00 25,0 70,0
6:00 25,0 70,0
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 70,0
12:00 24,0 72,5
14:00 24,0 70,0
16:00 24,0 70,0
18:00 24,0 70,0
20:00 24,0 70,0
22:00 24,0 70,0
31-qua 0:00 25,0 67,5
2:00 25,0 67,5
4:00 25,0 67,5
6:00 25,0 67,5
8:00 25,0 67,5
10:00 25,0 67,5
12:00 25,0 70,0
14:00 25,0 70,0
16:00 25,0 67,5
18:00 25,0 70,0
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 75,0
ABRIL
142
Continuação do APÊNDICE P
01-qui 0:00 25,0 75,0
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 77,5
14:00 25,0 75,0
16:00 25,0 75,0
18:00 25,0 75,0
20:00 25,0 72,5
22:00 25,0 75,0
02-sex 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 72,5
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 75,0
18:00 25,0 70,0
20:00 25,0 70,0
22:00 25,0 72,5
03-sáb 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 75,0
4:00 25,0 75,0
6:00 25,0 75,0
8:00 25,0 72,5
10:00 25,0 72,5
12:00 25,0 72,5
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 75,0
18:00 25,0 75,0
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 72,5
04-dom 0:00 25,0 72,5
2:00 25,0 72,5
4:00 25,0 72,5
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 75,0
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 75,0
143
Continuação do APÊNDICE P
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
05-seg 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 80,0
6:00 25,0 80,0
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 75,0
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 77,5
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
06-ter 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 80,0
6:00 25,0 75,0
8:00 25,0 75,0
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 77,5
20:00 25,0 75,0
22:00 25,0 75,0
07-qua 0:00 25,0 75,0
2:00 25,0 72,5
4:00 25,0 72,5
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 72,5
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 77,5
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 75,0
18:00 25,0 75,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
08-qui 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
144
Continuação do APÊNDICE P
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
09-sex 0:00 25,0 82,5
2:00 25,0 82,5
4:00 25,0 82,5
6:00 25,0 82,5
8:00 25,0 82,5
10:00 25,0 82,5
12:00 25,0 82,5
14:00 25,0 82,5
16:00 25,0 82,5
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
10-sáb 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 26,0 77,5
8:00 26,0 77,5
10:00 26,0 77,5
12:00 26,0 77,5
14:00 26,0 77,5
16:00 26,0 77,5
18:00 26,0 80,0
20:00 26,0 80,0
22:00 26,0 80,0
11-dom 0:00 26,0 80,0
2:00 26,0 80,0
4:00 26,0 77,5
6:00 26,0 77,5
8:00 26,0 77,5
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 75,0
16:00 25,0 75,0
145
Continuação do APÊNDICE P
18:00 25,0 72,5
20:00 25,0 72,5
22:00 25,0 75,0
12-seg 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 72,5
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 77,5
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 77,5
20:00 25,0 77,5
22:00 25,0 77,5
13-ter 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 80,0
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
14-qua 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 80,0
6:00 25,0 80,0
8:00 25,0 80,0
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 82,5
14:00 25,0 82,5
16:00 25,0 82,5
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 82,5
22:00 25,0 82,5
15-qui 0:00 25,0 82,5
2:00 25,0 82,5
4:00 25,0 82,5
6:00 25,0 82,5
146
Continuação do APÊNDICE P
8:00 25,0 82,5
10:00 25,0 82,5
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 82,5
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
16-sex 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 75,0
8:00 25,0 72,5
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 77,5
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 82,5
22:00 25,0 82,5
17-sáb 0:00 25,0 82,5
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 82,5
14:00 25,0 82,5
16:00 25,0 82,5
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 82,5
22:00 25,0 82,5
18-dom 0:00 25,0 82,5
2:00 25,0 82,5
4:00 25,0 80,0
6:00 25,0 80,0
8:00 25,0 80,0
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 82,5
16:00 25,0 82,5
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 80,0
147
Continuação do APÊNDICE P
22:00 25,0 82,5
19-seg 0:00 25,0 82,5
2:00 25,0 82,5
4:00 25,0 82,5
6:00 25,0 80,0
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
20-ter 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 80,0
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
21-qua 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 80,0
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 82,5
20:00 25,0 82,5
22:00 25,0 80,0
26-seg 8:00 25,0 67,5
10:00 25,0 65,0
12:00 25,0 67,5
14:00 25,0 67,5
16:00 25,0 67,5
18:00 25,0 70,0
148
Continuação do APÊNDICE P
20:00 25,0 70,0
22:00 25,0 70,0
27-ter 0:00 25,0 70,0
2:00 25,0 70,0
4:00 25,0 70,0
6:00 25,0 70,0
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 70,0
12:00 25,0 70,0
14:00 24,0 70,0
16:00 24,0 70,0
18:00 24,0 70,0
20:00 24,0 70,0
22:00 24,0 70,0
28-qua 0:00 24,0 72,5
2:00 24,0 72,5
4:00 24,0 72,5
6:00 24,0 72,5
8:00 24,0 72,5
10:00 24,0 72,5
12:00 24,0 72,5
14:00 24,0 67,5
16:00 24,0 65,0
18:00 23,0 65,0
20:00 23,0 65,0
22:00 23,0 67,5
29-qui 0:00 23,0 67,5
2:00 23,0 67,5
4:00 24,0 67,5
6:00 24,0 70,0
8:00 24,0 70,0
10:00 24,0 65,0
12:00 24,0 70,0
14:00 24,0 70,0
16:00 24,0 65,0
18:00 24,0 65,0
20:00 23,0 65,0
22:00 23,0 67,5
30-sex 0:00 23,0 67,5
2:00 23,0 70,0
4:00 23,0 70,0
6:00 23,0 67,5
8:00 23,0 65,0
149
Continuação do APÊNDICE P
10:00 23,0 65,0
12:00 23,0 67,5
14:00 23,0 67,5
16:00 23,0 65,0
18:00 23,0 65,0
20:00 23,0 65,0
22:00 23,0 67,5
01-sáb 0:00 23,0 67,5
2:00 23,0 67,5
4:00 23,0 67,5
6:00 23,0 65,0
8:00 23,0 65,0
10:00 23,0 65,0
12:00 23,0 67,5
14:00 23,0 70,0
16:00 23,0 67,5
18:00 23,0 67,5
20:00 23,0 65,0
22:00 23,0 70,0
02-dom 0:00 23,0 70,0
2:00 23,0 67,5
4:00 23,0 67,5
6:00 23,0 65,0
8:00 23,0 65,0
10:00 24,0 65,0
12:00 24,0 67,5
14:00 24,0 70,0
16:00 24,0 72,5
18:00 24,0 70,0
20:00 24,0 65,0
22:00 24,0 70,0
03-seg 0:00 24,0 72,5
2:00 24,0 75,0
4:00 24,0 75,0
6:00 24,0 72,5
8:00 24,0 70,0
10:00 23,0 70,0
12:00 23,0 70,0
14:00 23,0 72,5
16:00 23,0 67,5
18:00 23,0 72,5
20:00 24,0 75,0
22:00 24,0 77,5
MAIO
150
Continuação do APÊNDICE P
04-ter 0:00 24,0 77,5
2:00 24,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 70,0
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 72,5
16:00 25,0 72,5
18:00 25,0 72,5
20:00 25,0 77,5
22:00 25,0 77,5
05-qua 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 75,0
6:00 25,0 75,0
8:00 25,0 75,0
10:00 25,0 75,0
12:00 25,0 75,0
14:00 25,0 77,5
16:00 25,0 77,5
18:00 25,0 77,5
20:00 25,0 77,5
22:00 25,0 80,0
06-qui 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 80,0
4:00 25,0 80,0
6:00 25,0 80,0
8:00 25,0 80,0
10:00 25,0 72,5
12:00 25,0 72,5
14:00 25,0 72,5
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
07-sex 0:00 25,0 80,0
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 77,5
6:00 25,0 77,5
8:00 25,0 77,5
10:00 25,0 77,5
12:00 25,0 80,0
151
Continuação do APÊNDICE P
14:00 25,0 80,0
16:00 25,0 80,0
18:00 25,0 80,0
20:00 25,0 80,0
22:00 25,0 80,0
08-sáb 0:00 25,0 77,5
2:00 25,0 77,5
4:00 25,0 72,5
6:00 25,0 72,5
8:00 25,0 70,0
10:00 25,0 67,5
12:00 25,0 70,0
14:00 25,0 67,5
16:00 25,0 65,0
18:00 25,0 65,0
20:00 25,0 67,5
22:00 25,0 67,5
09-dom 0:00 25,0 67,5
2:00 25,0 65,0
4:00 25,0 65,0
6:00 25,0 65,0
8:00 25,0 65,0
10:00 25,0 65,0
12:00 25,0 65,0
14:00 25,0 65,0
16:00 25,0 65,0
18:00 25,0 65,0
20:00 25,0 65,0
22:00 25,0 65,0
10-seg 0:00 25,0 65,0
2:00 25,0 65,0
4:00 25,0 65,0
6:00 25,0 65,0
8:00 25,0 65,0
10:00 25,0 65,0
12:00 25,0 65,0
14:00 25,0 65,0
16:00 25,0 65,0
18:00 25,0 65,0
20:00 25,0 65,0
22:00 25,0 67,5
Média = 25 74
Desvio Padrão = 1 5
152
APÊNDICE Q – Tabela de correlação da freqüência do motor da bomba de alimentação
da solução de fluoreto de amônio
n (min
-1
) n (em %) Vazão de entrada (L/h)
Vazão mássica de sol.
NH
4
F (kg/h)*
0 0,0 0 0,0
50 2,5 50 52,5
100 5,0 100 105,0
150 7,5 150 157,5
200 10,0 190 199,5
250 12,5 240 252,0
300 15,0 280 294,0
350 17,5 330 346,5
400 20,0 380 399,0
450 22,5 420 441,0
500 25,0 460 483,0
550 27,5 510 535,5
600 30,0 550 577,5
650 32,5 600 630,0
700 35,0 640 672,0
750 37,5 690 724,5
800 40,0 730 766,5
850 42,5 780 819,0
900 45,0 840 882,0
950 47,5 880 924,0
1000 50,0 930 976,5
1050 52,5 960 1008,0
1100 55,0 1020 1071,0
1150 57,5 1070 1123,5
1200 60,0 1110 1165,5
1250 62,5 1160 1218,0
1300 65,0 1200 1260,0
1350 67,5 1240 1302,0
1400 70,0 1290 1354,5
1450 72,5 1330 1396,5
1500 75,0 1380 1449,0
1550 77,5 1430 1501,5
1600 80,0 1480 1554,0
1650 82,5 1530 1606,5
1700 85,0 1580 1659,0
1750 87,5 1630 1711,5
1800 90,0 1670 1753,5
1850 92,5 1710 1795,5
1900 95,0 1750 1837,5
1950 97,5 1800 1890,0
2000 100,0 1850 1942,5
* considerando a densidade relativa da solução de NH
4
F = 1,05.
153
APÊNDICE R – Dados de freqüência (%) do motor da bomba de alimentação da
solução de fluoreto de amônio e dos valores das temperaturas de entrada e saída do ar
do equipamento de secagem, coletados no período de 18/03/2004 a 10/05/2004
Temperatura do ar (
o
C)
ΔT do ar (
o
C)
% freqüência alim.
entrada saída
169 93 76 29
169 93 76 29
170 96 74 28
172 94 78 28
175 93 82 27
172 91 81 27
165 100 65 15
172 100 72 16
171 104 67 16
177 106 71 16
177 106 71 16
160 99 61 16
163 100 63 16
163 101 62 16
164 100 64 16
167 105 62 16
170 106 64 16
171 106 65 16
173 93 80 25
170 92 78 25
169 91 78 25
168 91 77 25
169 92 77 25
168 90 78 25
173 90 83 22
174 91 83 22
172 91 81 22
170 92 78 22
174 87 87 22
171 89 82 22
171 88 83 22
172 89 83 22
169 90 79 22
170 89 81 22
168 100 68 22
171 99 72 22
170 96 74 22
171 96 75 22
170 93 77 25
173 94 79 25
171 94 77 25
173 94 79 25
154
Continuação do APÊNDICE R
174 93 81 23
173 94 79 23
175 93 82 24
175 94 81 24
174 94 80 25
171 96 75 23
173 97 76 23
174 98 76 23
173 96 77 24
174 97 77 24
170 94 76 22
173 96 77 24
171 95 76 23
167 86 81 22
169 87 82 22
171 88 83 22
169 86 83 22
170 87 83 22
172 89 83 22
172 88 84 22
176 90 86 22
174 88 86 22
177 91 86 22
171 88 83 22
175 89 86 22
177 92 85 23
170 90 80 22
175 91 84 22
174 91 83 22
166 95 71 22
172 96 76 19
174 98 76 20
178 105 73 20
170 92 78 20
169 91 78 20
171 92 79 20
169 93 76 20
171 96 75 20
173 95 78 20
172 91 81 20
175 95 80 20
171 95 76 20
170 94 76 20
170 100 70 22
175 96 79 22
173 90 83 22
171 95 76 22
155
Continuação do APÊNDICE R
169 100 69 22
170 90 80 20
165 120 45 20
166 125 41 20
180 119 61 20
183 102 81 20
166 118 48 10
166 119 47 10
175 94 81 26
177 94 83 26
178 93 85 28
178 93 85 28
180 94 86 28
180 93 87 28
180 94 86 26
178 94 84 26
180 94 86 27
179 100 79 28
181 93 88 28
183 94 89 27
184 95 89 27
167 90 77 27
180 95 85 24
175 93 82 24
170 93 77 24
180 108 72 16
180 118 62 15
170 103 67 18
170 98 72 23
169 96 73 26
172 94 78 26
173 96 77 26
174 94 80 29
178 94 84 29
173 94 79 29
177 95 82 29
176 95 81 29
175 94 81 29
175 94 81 29
174 96 78 29
175 97 78 29
170 98 72 29
175 91 84 29
173 90 83 26
180 93 87 26
176 93 83 26
180 96 84 29
156
Continuação do APÊNDICE R
178 95 83 29
178 97 81 29
179 97 82 29
172 92 80 29
166 96 70 29
171 98 73 29
172 94 78 29
172 94 78 29
176 93 83 29
173 93 80 28
170 94 76 29
173 92 81 28
180 97 83 28
180 99 81 28
179 93 86 28
179 93 86 28
179 93 86 28
171 92 79 28
173 91 82 26
173 92 81 26
176 89 87 26
178 93 85 22
175 93 82 22
177 94 83 22
174 90 84 22
171 98 73 22
169 99 70 22
168 100 68 22
170 100 70 22
171 95 76 28
168 92 76 27
169 92 77 25
170 93 77 25
160 108 52 13
159 105 54 15
160 105 55 18
161 105 56 19
165 98 67 23
164 97 67 24
164 99 65 24
165 97 68 24
165 100 65 24
164 97 67 25
160 96 64 24
160 97 63 25
161 98 63 25
162 98 64 25
157
Continuação do APÊNDICE R
161 98 63 25
174 102 72 25
175 100 75 25
162 102 60 28
160 99 61 28
164 100 64 28
163 99 64 28
164 100 64 28
162 100 62 28
160 98 62 28
160 104 56 28
164 101 63 28
161 98 63 28
160 96 64 28
160 94 66 28
160 95 65 28
165 96 69 28
164 96 68 28
160 92 68 26
160 95 65 24
164 96 68 28
172 91 81 28
173 93 80 28
173 96 77 28
180 97 83 28
161 97 64 28
160 97 63 28
161 97 64 28
162 99 63 28
163 97 66 28
164 96 68 28
165 99 66 28
165 100 65 28
166 101 65 27
167 98 69 27
161 99 62 28
160 99 61 28
165 100 65 28
169 90 79 28
160 95 65 28
165 96 69 28
174 93 81 28
166 95 71 26
170 94 76 28
166 97 69 26
163 98 65 27
163 98 65 28
158
Continuação do APÊNDICE R
167 100 67 28
168 100 68 28
170 103 67 28
170 94 76 28
165 94 71 28
171 99 72 28
172 99 73 28
159 94 65 28
162 89 73 28
163 90 73 28
161 90 71 28
160 93 67 23
158 106 52 25
160 103 57 26
159 101 58 26
158 101 57 26
172 98 74 26
166 96 70 26
165 98 67 28
164 97 67 28
166 95 71 28
164 97 67 28
166 97 69 28
167 94 73 28
166 93 73 28
168 94 74 28
165 96 69 28
174 100 74 28
175 100 75 28
176 99 77 28
175 94 81 28
166 93 73 28
162 92 70 28
158 90 68 28
159 89 70 28
162 91 71 28
164 93 71 28
165 95 70 28
170 96 74 28
172 92 80 27
165 92 73 28
168 91 77 28
171 98 73 28
167 95 72 26
168 95 73 24
174 102 72 24
178 98 80 26
159
Continuação do APÊNDICE R
184 98 86 26
174 95 79 25
170 94 76 26
173 90 83 26
167 100 67 26
172 98 74 28
170 98 72 26
169 98 71 28
162 99 63 20
158 96 62 25
159 95 64 28
166 100 66 28
162 92 70 28
159 90 69 28
163 93 70 28
170 98 72 18
165 100 65 20
172 99 73 24
173 100 73 24
168 98 70 24
172 100 72 25
169 100 69 24
167 98 69 24
169 98 71 24
166 97 69 24
165 95 70 24
169 99 70 24
168 97 71 24
172 105 67 24
173 101 72 24
172 99 73 25
170 98 72 25
173 99 74 25
173 100 73 25
174 94 80 25
170 97 73 25
169 96 73 25
172 96 76 25
167 94 73 25
158 95 63 25
157 97 60 25
164 100 64 25
163 98 65 25
164 97 67 25
160 95 65 25
164 100 64 18
166 96 70 25
160
Continuação do APÊNDICE R
164 94 70 25
162 88 74 25
165 92 73 25
168 95 73 25
160 99 61 25
166 95 71 25
164 99 65 25
162 100 62 25
163 96 67 25
164 95 69 25
160 100 60 25
161 98 63 25
163 97 66 25
165 98 67 26
168 95 73 24
168 97 71 24
168 94 74 28
166 90 76 28
166 100 66 28
170 117 53 13
163 130 33 13
162 106 56 20
160 106 54 20
160 110 50 20
159 110 49 20
170 112 58 18
158 111 47 20
158 109 49 20
160 106 54 20
159 104 55 20
161 105 56 20
159 106 53 20
165 97 68 26
163 99 64 28
166 98 68 28
164 98 66 28
165 92 73 27
164 90 74 26
167 97 70 26
168 97 71 26
166 101 65 24
168 101 67 26
167 97 70 28
165 93 72 28
166 100 66 28
165 92 73 28
165 94 71 28
161
Continuação do APÊNDICE R
169 91 78 28
170 100 70 20
175 98 77 25
167 99 68 25
160 96 64 27
160 87 73 25
163 93 70 25
164 94 70 25
164 97 67 25
165 97 68 25
167 101 66 23
164 96 68 25
165 98 67 25
166 99 67 25
181 101 80 25
179 98 81 25
178 100 78 25
178 96 82 25
171 97 74 25
172 97 75 25
178 100 78 25
167 93 74 25
165 99 66 25
163 90 73 25
161 92 69 25
160 90 70 25
160 92 68 25
170 95 75 25
173 97 76 25
168 94 74 25
162 96 66 25
158 92 66 25
164 95 69 25
166 96 70 25
170 100 70 25
165 101 64 25
172 100 72 25
170 102 68 25
170 100 70 25
174 102 72 25
172 101 71 25
169 100 69 25
174 100 74 25
160 97 63 27
163 95 68 28
164 97 67 27
167 98 69 27
162
Continuação do APÊNDICE R
166 95 71 27
165 99 66 27
168 99 69 27
162 95 67 25
158 96 62 25
170 98 72 25
171 97 74 25
165 103 62 25
161 98 63 25
161 100 61 25
165 101 64 25
168 102 66 25
167 98 69 25
157 92 65 23
161 95 66 25
166 95 71 25
152 92 60 25
163 96 67 25
156 90 66 25
156 89 67 25
160 91 69 25
166 97 69 25
164 98 66 25
163 99 64 25
165 98 67 25
160 97 63 25
158 96 62 25
172 93 79 25
168 92 76 24
172 94 78 25
171 94 77 25
169 95 74 25
168 95 73 26
165 98 67 26
166 99 67 28
165 100 65 28
164 99 65 28
164 95 69 27
169 95 74 26
164 93 71 25
170 96 74 25
159 94 65 25
163 95 68 24
165 94 71 24
167 95 72 24
165 94 71 24
163 94 69 25
163
Continuação do APÊNDICE R
167 95 72 25
168 95 73 25
164 91 73 25
166 94 72 25
168 94 74 27
170 94 76 26
172 100 72 27
160 90 70 27
161 90 71 25
169 92 77 25
167 92 75 25
163 94 69 25
165 96 69 25
168 93 75 25
164 94 70 25
166 96 70 25
167 93 74 25
176 95 81 25
175 96 79 25
166 92 74 25
168 93 75 24
170 94 76 24
172 95 77 24
171 93 78 25
170 94 76 25
170 94 76 24
171 94 77 24
170 94 76 24
171 93 78 24
172 94 78 24
172 97 75 26
171 94 77 26
176 99 77 25
173 97 76 24
178 99 79 23
175 94 81 25
173 94 79 25
174 95 79 25
172 94 78 25
168 92 76 24
175 97 78 25
167 93 74 24
169 92 77 24
165 90 75 23
167 92 75 23
168 95 73 25
167 93 74 25
164
Continuação do APÊNDICE R
167 100 67 25
169 99 70 26
171 98 73 24
169 95 74 25
171 95 76 24
170 95 75 24
168 94 74 24
168 93 75 25
171 93 78 24
170 94 76 24
172 96 76 24
172 97 75 26
167 94 73 26
165 94 71 26
171 98 73 26
169 94 75 26
174 97 77 26
173 96 77 26
170 97 73 26
170 98 72 26
169 97 72 26
176 95 81 26
172 92 80 25
168 91 77 24
174 93 81 24
172 95 77 26
174 94 80 25
171 92 79 25
175 90 85 25
172 92 80 25
175 90 85 25
176 94 82 25
164 93 71 25
164 97 67 25
165 96 69 25
169 98 71 25
167 96 71 25
169 97 72 25
168 97 71 25
168 103 65 25
166 97 69 25
164 94 70 25
165 92 73 25
169 97 72 25
168 96 72 25
166 96 70 25
167 97 70 25
165
Continuação do APÊNDICE R
166 98 68 25
175 98 77 25
165 95 70 25
167 91 76 25
173 97 76 25
160 95 65 25
161 91 70 25
163 92 71 25
165 93 72 25
167 94 73 25
170 96 74 25
171 96 75 25
172 102 70 25
169 98 71 25
171 95 76 28
170 94 76 28
170 93 77 25
169 92 77 25
171 93 78 25
170 95 75 25
168 94 74 25
170 95 75 25
166 90 76 23
170 91 79 23
171 91 80 23
163 94 69 28
167 95 72 28
171 100 71 28
168 92 76 24
172 92 80 24
170 96 74 25
172 93 79 23
171 94 77 22
167 90 77 22
172 97 75 23
173 93 80 18
172 94 78 18
173 95 78 18
172 91 81 18
165 90 75 20
165 93 72 20
169 90 79 18
170 95 75 15
170 93 77 16
170 90 80 15
169 92 77 15
174 92 82 13
166
Continuação do APÊNDICE R
171 93 78 13
170 91 79 13
167
ANEXO A – Carta psicrométrica – propriedades de mistura de ar e vapor de água entre
32
o
F e 600
o
F, fonte: NETO (2003).
168
ANEXO B – Curva característica da bomba de alimentação da solução aquosa
de fluoreto de amônio, fonte: Galaxie (2000)
169
ANEXO C – Tabela de distribuição de Student
170
ANEXO D – Carta de aprovação das Indústrias Nucleares do Brasil (INB)
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