Secagem de linhito de várias origens em um secador de leito fluidizado toroidal em escala piloto usando calor de baixa qualidade

UMresumo

Um estudo experimental foi realizado para linhitos de diferentes locais de origem, ou seja, Polônia, Grécia, Romênia e Austrália, usando um secador de leito toroidal. O efeito da temperatura na eficiência da secagem, incluindo a perda de teor de umidade ao longo do tempo sob condições de secagem fixas, foi o assunto da investigação. O objetivo principal era confirmar a possibilidade do uso de um leito toroidal como base para um sistema de secagem que pudesse utilizar calor de baixa qualidade de fontes como gases de combustão de uma caldeira e determinar os parâmetros ótimos para tal sistema. O estudo conduzido provou conclusivamente a viabilidade do uso de fontes de calor de baixa temperatura para secar linhito em um leito toroidal. Um teor de umidade de 20% pôde ser alcançado para a maioria dos linhitos testados, usando o leito toroidal, com tempos de residência razoavelmente curtos (aprox. 30 min) e uma temperatura do ar tão baixa quanto 60 °C. Além disso, a mudança na distribuição do tamanho das partículas, até certo ponto, afetou o teor de umidade final devido ao arrastamento de partículas finas e úmidas. O estudo também determinou que o atrito das partículas no leito é parcialmente responsável pela geração de partículas finas.

Palavras-chave:

secagem;lignite;cama toroidal;atrito;eficiência energética

1. Introdução

1.1. Secagem de Lignite

O linhito é um combustível fóssil sólido que é usado principalmente para geração de energia. Apesar dos recentes aumentos na potência instalada de fontes de energia renováveis, o uso de linhito ainda é significativo em todo o mundo. Em 2015, a mineração mundial de linhito atingiu quase 811 milhões de toneladas [1], incluindo 399 milhões de toneladas extraídas na UE [2]; a quota de produção de energia proveniente do linhito ultrapassa os 20% em vários países, como a Austrália, a Bulgária, a República Checa, a Alemanha, a Grécia, a Polónia, a Roménia, a Sérvia e outros [2]. O linhito é um combustível sólido de baixa classificação [3], caracterizado por alto teor de umidade. A redução do teor de umidade do linhito antes de sua utilização pode aumentar seu valor calorífico, reduzir o custo de seu transporte de longa distância e reduzir as emissões de gases de efeito estufa de sua utilização. A secagem também é um pré-requisito típico para tecnologias que visam produzir produtos de alto valor agregado a partir do linhito, como corretivos de solo [4]. Portanto, uma investigação que visa racionalizar o uso do linhito e, ao mesmo tempo, utilizar o calor de baixa qualidade, que de outra forma seria desperdiçado, parece ser bem justificada.

Muito trabalho foi realizado recentemente sobre aspectos fundamentais da secagem de linhito. Park et al. investigaram o impacto do tempo de secagem, temperatura e velocidade do agente de secagem na eficiência de secagem do linhito indonésio e desenvolveram um modelo matemático que permitiria a previsão do teor de umidade dependendo do tempo de residência e das condições de secagem [5]. Si et al. investigaram uma secagem em leito fluidizado assistida por micro-ondas de 3 estágios de linhito Shengli e determinaram que a porosidade do linhito seco diminuiu com o aumento da potência das micro-ondas [6]. Song et al. determinaram que o teor geral de umidade do linhito do leste da Mongólia Interior diminuiu mais rapidamente sob maior potência de micro-ondas [7]. Pusat e Herdem determinaram as características de secagem do linhito turco Konya-Ilgin em um secador de leito fixo [8]. O estudo determinou que o tempo de secagem necessário aumentou com o aumento da altura do leito, e o efeito da temperatura na taxa de secagem aumentou com o aumento da altura do leito [8]. Yang et al. testaram experimentalmente a reabsorção de umidade pelo linhito após secagem em leito fixo e determinaram o maior rendimento de umidade reabsorvida para o linhito seco a 100 °C devido à alta relação de volume relativo dos mesoporos [9]. Feng et al. investigaram o efeito da Expressão Térmica Mecânica na estrutura do linhito e determinaram mudanças no volume de poros entre o linhito bruto e os linhitos secos em temperaturas de secagem entre 120 °C e 150 °C sob pressões de 10 MPa e 30 MPa, respectivamente [10]. Wen et al. investigaram a cinética de secagem do linhito bruto e re-umedecido e determinaram que a taxa de secagem do primeiro era mais lenta em comparação com o último [11]. Além disso, o estudo descobriu que o coeficiente de difusão efetivo para o linhito umedecido era maior do que um valor correspondente para um linhito bruto [11].

Pawlak-Kruczek et al. conduziram um estudo que envolveu investigação experimental e simulação numérica da secagem de linhito em leito fluidizado, usando um agente de secagem de baixa temperatura (ar, máx. 50 °C) [12]. O estudo provou a viabilidade geral do conceito de utilização de uma fonte de calor de baixa temperatura. Além disso, o estudo revelou a importância de fatores como propriedades estruturais do linhito junto com sua contração durante a secagem [12]. Agraniotis et al. compararam simulações de CFD com resultados experimentais de uma instalação de combustão de combustível pulverizado de 1 MWth [13]. Os resultados mostraram boa concordância entre a simulação e os resultados experimentais. As temperaturas medidas ao longo do eixo do forno, especialmente na parte inferior do forno, foram mais altas para o caso de queima de linhito seco, onde os vapores e o gás de arraste não foram recirculados para dentro do forno [13]. Isso parece estar em boa concordância com os resultados de outro estudo, conduzido por Tahmasebi et al., que investigou a relação entre o teor de umidade e a ignição das partículas de linhito chinês e indonésio [14]. Este estudo determinou que o aumento do teor de umidade do linhito testado atrasou significativamente sua ignição [14]. Simulações numéricas, realizadas por Drosatos et al. demonstraram que o uso de linhito pré-seco pode melhorar a flexibilidade da caldeira e permitir sua operação sob carga extremamente baixa, igual a 35% da carga nominal [15]. Komatsu et al. conduziram experimentos envolvendo secagem de partículas grosseiras de linhito, usando vapor superaquecido de 110 °C até 170 °C [16]. O estudo concluiu que o valor da taxa de secagem, durante o período de taxa de secagem constante, dependia apenas da temperatura e do tamanho das partículas do linhito, enquanto a relação durante o período de taxa de secagem decrescente era muito mais complicada devido às rachaduras que começaram a se formar na superfície da partícula seca [16]. Pusat et al. investigaram a secagem do linhito turco em leito fixo, utilizando ar de secagem em temperaturas entre 70 °C e 130 °C e velocidades entre 0,4 e 1,1 m/s [17]. O tamanho das partículas do linhito variou entre 20 e 50 mm e para essas partículas grosseiras não foi observado um período de taxa de secagem constante durante os experimentos realizados [17]. Sciazko et al. realizaram investigações experimentais sobre a influência das propriedades petrográficas nas características de secagem do linhito de Turoszów na secagem a vapor superaquecido [18]. A investigação foi realizada utilizando partículas esféricas de 5 mm e 10 mm, com temperaturas variando de 110 °C a 170 °C [18] e concluiu que o tempo de secagem, a taxa de secagem, os gradientes de temperatura, o comportamento de fissuração e retração dependem do litótipo do linhito testado [18].

A quebra e o atrito durante a secagem do linhito australiano em leito fixo e leito fluidizado à temperatura de 130 °C foram objeto de um extenso estudo realizado por Stokie et al. [19]. O estudo concluiu que o principal motivo da quebra é a transição entre água a granel e água não congelável [19]. Mudanças no tamanho de partícula entre o pequeno leito fixo e o pequeno leito fluidizado (amostra de 10 g), indicadas pelo diâmetro d50, foram insignificantes. No entanto, uma diferença significativa na mudança no tamanho de partícula foi notada para o grande leito fluidizado (tamanho de amostra de 3 kg), indicando a grande influência do efeito da escala do leito.

1.2. Reator de leito toroidal

O reator de leito fluidizado toroidal é um tipo especial de reator de leito fluidizado, com um sistema de distribuição de gás que consiste em lâminas angulares, localizadas na parte inferior do reator [20]. Este arranjo permite intensificar o desempenho do leito [21,22], ou seja, intensificação da transferência de calor e massa [20,21] bem como uma mistura melhorada [21,23,24]. Isso se deve ao padrão de fluxo de vórtice e é característico de todos os reatores de vórtice [24,25,26,27]. Em termos de desempenho do reator, ele permite maior rendimento (aumento da produtividade) com tempos de residência reduzidos [28]. A maioria dos trabalhos publicados até agora, sobre esses tipos de leitos, envolve vários tipos de processamento térmico [29,30], processo de calcinação [31] ou intensificação da sorção para captura de carbono [32]. Há pouca informação sobre a secagem em tais leitos fluidizados com padrões de fluxo toroidal [33]. Este estudo visa abordar essa lacuna de conhecimento.

1.3. Objetivos, escopo e aspectos de novidade do trabalho realizado

Como mostrado emSeção 1.1, a secagem de linhito é um processo complexo, dependente de muitos parâmetros (temperatura, tempo de residência, agente de secagem, método de secagem e propriedades do linhito). Há uma lacuna de conhecimento, a respeito da cinética de secagem e consumo de energia para secagem em leitos toroidais altamente turbulentos. Além disso, é um pré-requisito para quaisquer estudos que visem à integração de tais secadores, usando calor residual de baixa qualidade, em usinas de energia de linhito. Isso permitiria comparar potenciais economias do uso de novas soluções com economias de energia, já demonstradas para soluções de secagem de linhito existentes, usando agentes de secagem em temperaturas mais altas [34,35,36,37,38,39,40,41,42,43,44,45,46].

Este estudo visa preencher essa lacuna por meio da investigação sobre a secagem de linhitos de várias origens em um leito toroidal, usando ar como agente de secagem. Esperava-se que tal configuração causasse a intensificação da transferência de massa e calor, permitindo subsequentemente o uso do agente de secagem a uma temperatura relativamente baixa. Um estudo experimental, usando um secador de leito toroidal, foi realizado para linhitos de diferentes países de origem, ou seja, Polônia, Grécia, Romênia e Austrália. O efeito da temperatura na eficiência da secagem, incluindo a perda de teor de umidade ao longo do tempo em condições de secagem fixas, foi um assunto da investigação. A cinética da secagem e o consumo de energia durante a secagem em diferentes temperaturas médias foram determinados e comparados. O estudo teve como objetivo identificar o ótimo dos parâmetros do processo de secagem, ou seja, temperatura e tempo de residência, levando em consideração a taxa de secagem e o consumo de energia. No entanto, outros fatores, como a umidade relativa do agente de secagem, juntamente com as propriedades inerentes da matéria-prima, também tiveram uma profunda influência no processo de secagem. A metodologia usada no estudo é universalmente aplicável para processos de secagem em geral. Nesse sentido, o conjunto de experimentos realizados pode ser tratado como um estudo de caso que comprova a ampla aplicabilidade do método de teste.

O principal objetivo do estudo realizado foi confirmar a possibilidade de usar um leito toroidal como base para um sistema de secagem que poderia utilizar calor de baixa qualidade de fontes como gases de combustão de uma caldeira. Esse tipo de secador de leito fluidizado nunca foi usado para secar linhito, o que, juntamente com o uso potencial de calor de baixa qualidade, ressalta a novidade do estudo realizado. Além disso, o estudo realizado teve como objetivo encontrar os parâmetros de secador mais eficazes, ou seja, os parâmetros que permitem atingir o consumo mínimo de energia para remover 1 kg de H2O contido na superfície e nos poros das partículas de linhito.

2. Materiais e Métodos

2.1. Características dos Lignitos Testados

Amostras de linhito polonês foram obtidas da mina a céu aberto de Sieniawa. O linhito de Sieniawa consiste predominantemente em litotipos xilodetríticos e detroxilíticos [47]. O linhito grego foi obtido da mina South Field que abastece a usina de energia Agios Dimitrios operada pela Public Power Corporation. Uma amostra de linhito romeno foi retirada da mina Peșteana, que fornece combustível para a usina de energia Rovinari do Oltenia Energy Complex. O linhito australiano foi obtido da mina Yallourn no Vale Latrobe, que alimenta a usina de energia Yallourn da Energy Australia. Todos os linhitos foram pré-triturados até o tamanho nominal máximo de 8 mm, antes dos testes realizados.

A caracterização básica dos linhitos usados ​​para este estudo foi realizada por meio de análise próxima e última, que é uma forma típica de caracterizar combustíveis sólidos. Análise próxima dos linhitos (Tabela 1) foi realizado usando um Perkin Elmer Diamond TGA (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, EUA). O seguinte programa foi aplicado durante esses testes:

Tabela 1.Análise proximal e elementar de linhitos testados.

(1) Estágio inicial

∘

Aquecer até 105 °C; rampa 10 °C/min

∘

Segure por 10 min

(2 a) Para obtenção do teor de cinzas foi utilizado ar:

∘

Aquecer até 815 °C; rampa 50 °C/min

∘

Segure por 15 min

(2 b) Para obter o teor de matéria volátil foi utilizado argônio:

∘

Aquecer até 850 °C; rampa 50 °C/min

∘

Segure por 15 min

O maior valor calorífico foi determinado usando um calorímetro de bomba básica IKA C2000 (KA®-Werke GmbH & Co. KG, Janke & Kunkel-Str. 10, 79219 Staufen, Alemanha), em conformidade com a norma ISO 1928. O método isoperibólico foi usado. O menor valor calorífico foi calculado usando o teor de umidade e hidrogênio. Análise final (Tabela 1) foi realizada usando um analisador Perkin Elmer 2400 (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, EUA), de acordo com o padrão polonês PKN-ISO/TS 12902:2007. A distribuição do tamanho das partículas foi determinada usando um conjunto de peneiras calibradas, em conformidade com a ISO 3310-1.

2.2. Equipamento de teste — Secador de leito fluidizado toroidal

Durante o conjunto de experimentos descritos neste estudo, um equipamento de leito fluidizado toroidal foi usado para realizar a secagem. Um diagrama da instalação é mostrado emFigura 1. O equipamento de teste funcionou em modo de lote. Um lote de aproximadamente 2,5 kg de linhito foi alimentado manualmente por meio de um funil de alimentação (E4 emFigura 1) durante cada teste. A temperatura do ar de secagem foi mantida por meio de dois aquecedores com sistema de controle de temperatura, cada um com potência nominal de 3 kW (E20 e E17 emFigura 1). O ar de secagem foi fornecido por um soprador (E3 emFigura 1) com uma vazão de ar quente de aproximadamente 130 m3/h para obter as mesmas velocidades para cada um dos testes. A vazão foi controlada por meio de válvulas (E7 emFigura 1).

Figura 1.Instalação Torbed — diagrama.

O secador de leito toroidal, mostrado naFigura 1, é uma coluna cilíndrica vertical fechada no topo com um cone truncado invertido, onde a troca de calor entre o ar e o material seco ocorre diretamente. Na parte inferior da câmara de fluidização, lâminas de turbilhão são instaladas para criar um vórtice dentro da câmara de secagem.

Durante o conjunto de experimentos realizados, os seguintes parâmetros foram medidos: temperatura, umidade relativa, vazão de ar e consumo de energia elétrica por cada um dos dispositivos. Sensores de temperatura e umidade foram instalados na entrada do ar quente para o secador (T4 e Rh1 emFigura 1) e na saída da instalação (T2 e Rh2 emFigura 1). As temperaturas foram medidas usando sensores Pt1000 padrão, com especificações em conformidade com os requisitos da classe A definidos na EN 60751. A umidade relativa (UR), que é o volume de vapor de água no ar dividido pelo volume máximo de vapor de água, para uma dada temperatura e pressão, foi medida usando sensores HC1000-400 e transmissores EE31 com uma faixa de trabalho de 0 a 100% UR, faixa de temperatura variando entre −40 a 80 °C, tempo de resposta < 15 s e precisão atingindo 2,4% (para o intervalo de confiança de 95%). A vazão do ar de secagem foi medida por um medidor de vazão mássica FCI ST-50 com precisão de ±2% da leitura. A carga elétrica do soprador foi medida com um medidor de Watt usando um medidor de rede ND20 produzido pela Lumel, com precisão de ±1% da faixa de medição (1,65 kW). Todos os valores foram registrados com um intervalo de amostragem de 1 s.

2.3. Modelo de cálculo de dimensão zero de secagem — o balanço de calor do secador

Um diagrama de um modelo de dimensão zero do secador, usado para este estudo, é mostrado naFigura 2. O modelo descreve um secador de estágio único com um aquecedor de agente de secagem externo adicional. O modelo consiste em alguns subcomponentes. Ele foi usado para o cálculo da energia consumida pelo secador ao longo de todo o experimento, bem como para o cálculo da massa de água removida, com base na umidade relativa do ar na saída do secador. De acordo com a lei da conservação da energia, a soma da entalpia que entra no secador deve ser igual à soma da entalpia que sai do secador. A equação do respectivo modelo do secador é:

��1+��2=��3+��4+��5�1+�2=�3+�4+�5

(1)

onde:

Figura 2.Diagrama de um secador de estágio único com aquecedor de agente de secagem externo adicional.

��1�1 é a entalpia do ar de secagem na saída do trocador de calor;

��2�2 é a entalpia do linhito úmido que entra no secador, que pode ser separada em entalpia da água no material e entalpia da matéria seca;

��3�3 é a entalpia do ar úmido que sai do secador;

��4�4 é a entalpia do linhito seco que sai do secador;

��5�5 representa a perda de entalpia para o ambiente pelo invólucro do secador.

De acordo com a norma EN ISO 13788:2001 a pressão de vapor saturado foi calculada:

��������=610·��17.269·��237,5+�� ������ ��≥0 °������=610·�17.269·�237,5 +� ��� �≥0°�

(2)

onde:

psentado—pressão de vapor saturado, Pa;

E—temperatura, °C.

Teor de umidade absoluta no ar, levando em consideração a umidade relativa medida:

��=0,622��·��������100·��−��·��������=0,622�·����100·�−�·����

(3)

onde:

X—teor de umidade absoluta no ar, kg·m−3 (ar seco);

φ—humidade relativa do ar, %;

p—pressão do ar úmido (ambiente), Pa;

psentado—pressão de vapor saturado, Pa.

O aumento do teor de umidade no ar corresponde à perda de teor de umidade no linhito:

Δ��=0,622(��2·��������2100·��−��2·��������2−��0·���������0100 ·��−�� 0·��������0)Δ�=0,622(�2·����2100·�−�2·����2−�0·����0100·�−�0 ·����0)

(4)

onde:

ΔX—aumento da umidade absoluta do agente de secagem (ar), kg·m−3;

A quantidade de água removida do linhito em um dado intervalo de tempo corresponde à diferença na quantidade de água contida no ar na entrada e na saída do secador. O valor instantâneo da perda de água pelo linhito (entre dois momentospara1 epara2) são determinados pela fórmula:

���������=Δ��������������������������(��2−��1)� ����=Δ�����·����·����(�2−�1)

(5)

onde:

Mevaporar—perda de água no carvão, kg;

ΔX—aumento da umidade absoluta do agente de secagem (ar), kg·m−3;

������������—densidade do ar úmido, kg·m−3;

������������—densidade do ar seco, kg·m−3;

Vmolhado—o fluxo de ar na entrada do secador, m3·h−1.

2.4. Método e cronograma de teste

Os ensaios de secagem foram realizados no estande apresentado emFigura 1para o fluxo de ar quente de 130 m3·h−1 nas temperaturas de 35 °C, 50 °C, 60 °C, 70 °C e 80 °C. Os testes foram realizados até que a mudança da umidade do ar de secagem, entre a entrada e a saída do secador, fosse considerada insignificante (verFigura 3). Quando esse ponto foi atingido, o linhito havia atingido o equilíbrio com o ar seco de entrada, portanto, não foi possível continuar a secagem. Atingir esse estado pelo secador é chamado de atingir o teor de umidade final e o tempo para atingir esse valor é chamado de tempo de secagem. Com o aumento da temperatura do agente de secagem, um teor de umidade final mais baixo foi tipicamente atingido em tempos de secagem relativamente mais curtos.Figura 3mostra os valores medidos e registrados durante o teste de secagem de linhito polonês na temperatura de 50 °C. O gráfico mostra apenas os parâmetros que são usados ​​para calcular a cinética de secagem e determinar o consumo de energia do processo de secagem, ou seja, fluxo de ar, temperatura e umidade na entrada e saída do secador).

Figura 3.Um exemplo do teste de secagem de linhito polonês à temperatura de 50 °C.

3. Resultados

Foram realizados testes de secagem para o secador torbed, usando linhitos da Polônia, Grécia, Romênia e Austrália. Os resultados da análise próxima e elementar são apresentados emTabela 1.Figura 4apresenta as distribuições de tamanho de partículas, que são médias de todos os testes, realizados em toda a faixa de temperaturas.

Figura 4.Distribuição granulométrica de linhito de diversas origens antes e depois da secagem na instalação Torbed.

Figura 5compara o tamanho mediano de partícula para linhito úmido e seco e compara os resultados obtidos neste estudo com os resultados publicados em outro estudo sobre secagem em leito fluidizado. Ele descreve as respectivas mudanças do tamanho mediano de partícula (d50) para cada um dos linhitos devido à secagem realizada. Ele descreve a diferença entre o linhito polonês e outros linhitos usados ​​para este estudo. Ele também mostra que as mudanças no tamanho mediano de partícula variaram entre os linhitos. As mudanças nos diâmetros d50 variaram entre diferentes linhitos (Figura 5), com a mudança relativa sendo a mais alta para o linhito australiano e a mais baixa para o linhito romeno.

Figura 5.Tamanho médio de partícula (d50) para linhito úmido e seco (* resultados de Stokie et al. [19] para comparação).

Levando em consideração o princípio de operação do secador de leito toroidal, parece plausível esperar que o atrito das partículas também possa ser considerado como um dos fatores que influenciam a mudança da distribuição do tamanho das partículas após a secagem. A evidência da estrutura enfraquecida e rachada das partículas secas no leito toroidal é demonstrada nas imagens SEM mostradas na Figura 8.

Figura 6eFigura 7mostram exemplos de diferentes distribuições de teor de umidade entre partículas de diferentes tamanhos. Essas duas figuras demonstram claramente que as partículas finas foram arrastadas prematuramente para fora do leito toroidal. Isso resultou em maior teor de umidade dos finos arrastados, na saída do secador.Figura 8mostra uma diferença em termos de superfície de duas partículas de linhito, uma seca em forno mufla a 100 °C e outra seca em leito toroidal a 50 °C.

Figura 6.Diferença entre o teor de umidade de partículas de diferentes tamanhos para linhito úmido e seco — um exemplo de linhito grego para várias temperaturas do processo de secagem.

Figura 7.Diferença entre o teor de umidade de partículas de tamanhos diferentes para linhito úmido e seco — um exemplo de linhito australiano para várias temperaturas do processo de secagem. A cinética de secagem, para linhito de Sieniawa, na instalação com torre e o consumo total de energia por kg de água removida são apresentados emFigura 9eFigura 10, respectivamente.Figura 9mostra curvas representando a perda de umidade para o linhito da mina de Sieniawa. Abaixo do teor de umidade final de 15%, ocorre uma redução significativa na taxa de secagem para todas as temperaturas do agente de secagem. Este valor é chamado de teor de umidade crítico e depende principalmente da estrutura do linhito e de sua química. Este é um indicador útil que permite determinar a proporção da água mantida fisicamente dentro da estrutura do linhito por meio de forças capilares e a quantidade de água ligada quimicamente, por exemplo, por ligações de hidrogênio fracas com grupos funcionais OH. O parâmetro em si não fornece um ponto de corte nítido e depende ligeiramente das condições de secagem.

Figura 8.Imagens SEM do linhito australiano seco em um forno de mufla de laboratório a 100 °C (UM,C,E) e secador torrado a 50 °C (B,E,F)—ampliações ×300 (UM,B), ×750 (C,E) e ×1500 (E,F); amostra peneirada em tela com abertura de 0,4 mm.

Figura 9.Cinética de secagem na instalação de torrefação para linhito polonês.

Figura 10.Consumo total de energia por kg de água removida durante a secagem de linhito polonês na instalação com torrefação.

De forma semelhante, a cinética de secagem, para o linhito grego, na instalação com torrefação e o consumo total de energia por kg de água removida são apresentados emFigura 11eFigura 12, respectivamente. O linhito grego exigiu tempos de residência muito maiores para atingir o mesmo teor de umidade, em comparação ao linhito polonês. Energia de secagem específica, mostrada emFigura 12, foi similar aos níveis registrados para o linhito polonês. No entanto, um rápido aumento do consumo específico de energia começou muito antes para o linhito grego. Levando em conta o teor de umidade inicial quase idêntico do linhito polonês e grego, parece plausível concluir que o último exibe um teor de umidade crítica mais alto — ou seja, sua secagem é mais difícil.

Figura 11.Cinética de secagem na instalação de torrefação para linhito grego.

Figura 12.Consumo total de energia por kg de água removida durante a secagem do linhito grego na instalação com torrefação.

Figura 13eFigura 14mostram, respectivamente, a cinética de secagem na instalação torbed e o consumo total de energia por kg de água removida, para o linhito romeno. Em termos de sua cinética de secagem, o linhito romeno (Figura 13) pode ser considerado um tipo intermediário que seca mais rápido em comparação ao linhito grego e mais lentamente quando comparado ao linhito polonês. A amostra do linhito romeno exibiu o menor teor de umidade inicial de todas as amostras testadas. Em termos de consumo específico de energia, o linhito romeno demonstrou um comportamento semelhante ao do linhito grego em relação ao momento em que o aumento acentuado começou (Figura 14). A cinética de secagem, na instalação com torrefação e o consumo total de energia por kg de água removida, para o linhito australiano são apresentados emFigura 15eFigura 16.

Figura 13.Cinética de secagem na instalação de torrefação para linhito romeno.

Figura 14.Consumo de energia por kg de água removida durante a secagem do linhito romeno na instalação com torrefação.

Figura 15.Cinética de secagem na instalação de torrefação para linhito australiano.

Figura 16.Consumo de energia por kg de água removida durante a secagem do linhito australiano na instalação com torrefação.

Dados apresentados emFigura 17dá uma indicação do tempo de residência necessário para atingir o teor de umidade de 20%, com exceção do linhito australiano. Nesse caso, o tempo de secagem necessário para obter o teor de umidade final de 35% é mostrado. O linhito australiano geralmente precisava de tempos de residência substancialmente maiores em comparação a outras amostras.

Figura 17.Tempo de secagem necessário para atingir o teor de umidade final para linhitos testados de várias origens na instalação com torção.

Figura 18resume o consumo médio de energia necessário para atingir o teor de umidade de 20% para os tipos testados de linhito na instalação com torção (com exceção do linhito australiano, para o qual é fornecida a energia para secar até 35% para o teor de umidade). Dados apresentados emFigura 18dá um pouco de insight que pode ajudar na otimização do processo de secagem para um secador de linhito com base no projeto de leito toroidal. Ele mostra um consumo total médio de energia por kg de água removida durante o processo de secagem. Uma média é tomada, pois o consumo de energia por todo o processo é de interesse do ponto de vista prático. O linhito australiano era diferente dos outros linhitos testados, com seu teor de umidade inicial próximo a 65% e um teor de cinzas excepcionalmente baixo, ligeiramente inferior a 2% (vejaTabela 1). Este linhito provou ser o mais difícil de secar (verFigura 15) e exigiu o maior tempo para atingir um teor de umidade final comparável àqueles alcançados pelos outros linhitos. No geral, o teor de umidade final (correspondente ao valor da umidade de equilíbrio na temperatura do ar de secagem) para cada uma das temperaturas de secagem foi o mais alto no caso do linhito australiano.

Figura 18.Consumo médio de energia necessário para atingir um teor de umidade de 20% para os tipos de linhito testados na instalação com turbina (*o consumo de energia para linhito australiano é fornecido para um teor de umidade final de 35%, devido a um teor de umidade inicial relativamente alto).

4. Discussão

A secagem do linhito, no secador de leito toroidal, é seguida pela redução dos tamanhos de partículas individuais, resultando em uma mudança significativa na distribuição de tamanho. É claro, olhando para oFigura 4, que uma certa quantidade de partículas mais finas está sendo produzida durante o processo de secagem. Os resultados obtidos por Stokie et al. para o mesmo tipo de linhito foram ligeiramente diferentes, ou seja, o atrito sendo muito menor (Figura 5). No leito fluidizado, segundo Stokie et al. [19], o efeito da escala foi significativo, pois experimentos com amostra de 10 g não resultaram em atrito, enquanto experimentos com amostra de 3 kg mostraram algumas diferenças entre d50 de amostras de linhito úmidas e secas (Figura 5). Como o tamanho da amostra usada para este estudo foi semelhante (2,5 kg), pode-se afirmar que o efeito do atrito durante a secagem no leito toroidal é muito maior, em comparação com um leito fluidizado típico. Isso pode ser usado como uma confirmação de maior grau de turbulência ocorrendo no leito toroidal.

Observando os exemplos do efeito de secagem do linhito grego e australiano (Figura 6eFigura 7, respectivamente) é relativamente fácil observar que partículas geralmente finas exibem um teor de umidade relativamente maior após a secagem no leito toroidal. Parece plausível supor que isso se deve ao arrastamento das partículas finas para fora do leito toroidal, quando a densidade da partícula diminui com a secagem, diminuindo assim a velocidade terminal da partícula em particular. A maior diferença foi obtida para o linhito australiano, que também tinha um teor de cinzas muito menor, em comparação com os outros tipos de linhito. Parece plausível presumir que o baixo teor de cinzas corresponde a uma densidade real menor das partículas. O arrastamento observado diminuiu o tempo de residência das partículas, o que impediu a secagem das partículas finas. Obviamente, a temperatura baixa o suficiente do agente de secagem no leito toroidal, diminuída pela evaporação, diminui sua velocidade o suficiente para minimizar a perda de finos úmidos, o que é claramente demonstrado noFigura 7.

Em alguns casos (Figura 7) também partículas de linhito australiano com um diâmetro relativamente próximo ao tamanho superior exibiram um teor de umidade acima da média para toda a amostra. Isso, por outro lado, deve ser atribuído ao tempo de secagem insuficiente, que foi uma consequência do teor de umidade inicial significativamente alto do linhito. No caso de partículas grossas, um tempo de residência maior seria necessário para atingir o teor de umidade semelhante ao das partículas de tamanho médio.

Outro fator que desempenha um papel importante na mudança da distribuição do tamanho das partículas da amostra seca é o encolhimento das partículas durante o processo de secagem, como já descrito emFigura 4. Esse comportamento pode fazer com que partículas maiores encolham, aumentando assim a parcela total de partículas finas quando a distribuição de tamanho cumulativa é considerada. Por outro lado, é razoável esperar que o encolhimento de partículas contrabalance o efeito acima mencionado do arrastamento prematuro de partículas finas, devido ao aumento da densidade para a mesma massa seca da partícula, causado pela diminuição do volume da partícula.

As rachaduras da estrutura são claramente visíveis em imagens SEM com ampliações maiores (×1500). Essas rachaduras não apareceram quando a mesma amostra foi seca em um forno mufla de laboratório (em bandejas). Portanto, parece plausível tirar a conclusão de que as rachaduras não foram causadas pela evaporação da água em si, mas sim pelo princípio de funcionamento do leito. Assim, o atrito e a quebra das partículas podem ser considerados como um dos fatores que influenciam a mudança na distribuição do tamanho das partículas do linhito seco. Devido ao enfraquecimento acima mencionado da estrutura das partículas secas, pode-se esperar razoavelmente que a moagem do linhito seco certamente aumentaria em comparação com a matéria-prima úmida correspondente. Além disso, o grau de mudanças entre linhitos de diferentes origens variou consideravelmente para as mesmas condições de secagem (Figura 4), o que implica algumas diferenças estruturais entre todos os diferentes tipos de linhito dentro do escopo deste estudo. No entanto, os efeitos negativos não devem ser ignorados, pois a produção de quantidades adicionais de finos pode levar a mistura de agente de secagem e linhito seco para dentro do limite de concentração explosiva, o que em combinação com o alto atrito pode causar uma descarga estática e explosão. Portanto, grande parte da atenção do projetista deve ser direcionada para o aterramento das peças no secador e dutos que estão em contato com o leito de material arrastado pelo agente de secagem. Além disso, a carga sólida (a proporção do fluxo de ar volumétrico e a taxa de fluxo de massa da matéria-prima) deve ser considerada cuidadosamente para atingir uma concentração de finos abaixo do limite explosivo inferior (LEL) da matéria-prima específica.

Energia específica consumida para remover um quilo de água, representada naFigura 10, consiste no calor necessário para aquecer o agente de secagem (ar) da temperatura ambiente para a temperatura de secagem e a eletricidade consumida pelo soprador. Este último muda ligeiramente devido à queda de pressão diminuída através do leito toroidal, causada pela massa diminuída, devido à secagem gradual. No entanto, a maior mudança da energia de secagem específica é causada pelo fato de que a mesma entrada de energia térmica do ar é consumida por uma quantidade menor de umidade removida do material — ou seja, a perda de massa devido à remoção de umidade é gradualmente menor (menor dm/dt). Informações semelhantes podem ser obtidas emFigura 3, onde a umidade relativa do agente de secagem na saída do secador exibe um máximo claro e começa a diminuir após esse ponto.

A energia específica total para secagem pode ser significativamente menor no caso de recuperação de calor do ar de saída, especialmente para entrada de temperatura de ar mais alta. As observações são semelhantes para todas as amostras de linhito testadas. No entanto, os resultados em si são diferentes, apesar de compartilharem um padrão comum. Essas diferenças sugerem diferenças estruturais entre linhitos de diferentes origens.

Um fenômeno interessante foi um maior consumo de energia para secagem de linhito romeno a 35 °C e 50 °C. Isso pode ser explicado por uma resistência relativamente alta do leito em comparação com outros linhitos. Além disso, a mudança na distribuição do tamanho de partícula entre o linhito romeno úmido e seco é uma das mais baixas entre todos os linhitos (verFigura 4). Isso pode sugerir que o atrito se torna mais significativo somente após a secagem em temperaturas superiores a 50 °C. Comparando-o com o consumo de energia para a secagem do linhito grego (Figura 12) é razoável concluir que o limiar de atrito é maior no caso do linhito romeno (Figura 4). No caso do linhito grego, apenas o teste realizado a 35 °C produziu maior consumo de energia quando comparado à secagem do mesmo linhito em temperaturas mais altas. No caso de ambos os tipos de linhito, as diferenças estruturais parecem ser a única explicação plausível para esse comportamento. Além disso, tal comportamento não foi observado durante os testes realizados com linhito polonês. Um indicador comum da similaridade estrutural pode ser o teor de cinzas, pois foi semelhante para o linhito grego e romeno (aproximadamente 40%), que foi diferente para ambos os linhitos poloneses (teor de cinzas de aproximadamente 20% para ambos).

A seleção adequada dos parâmetros de secagem ideais deve ser selecionada para cada tipo de linhito individualmente, devido às suas propriedades únicas, determinadas por sua estrutura. Além disso, a primeira estimativa dos parâmetros de secagem também é de importância crucial em termos do dimensionamento adequado do secador que deve atender às expectativas necessárias em termos de sua capacidade e da qualidade do produto, definido por seu teor de umidade necessário do linhito seco. O resumo dos dados é apresentado emFigura 17eFigura 18. Os resultados obtidos mostram claramente que a mudança no tempo de residência necessário perde significância para temperaturas de secagem maiores que 60 °C, o que implica que temperaturas de secagem mais altas não permitiriam nenhum ganho significativo em termos de redução do tamanho do equipamento de secagem. Os dados também poderiam ser usados ​​para a otimização da unidade existente, sob a suposição de que o procedimento de teste semelhante seria aplicado ao linhito em particular. Os dados apresentados também poderiam ser úteis no gerenciamento das expectativas quanto ao teor de umidade que pode ser alcançado na prática para cada um dos linhitos individualmente. O conjunto de testes realizados nos permitiu determinar que, para a maioria dos linhitos, o teor de umidade viável que pode ser alcançado após a secagem é de 20%. A única exceção é o linhito da Austrália, no caso do qual o teor de umidade viável após a secagem foi avaliado como sendo de 35%. O linhito de Sieniawa foi selecionado como uma amostra representativa geral para os linhitos poloneses.

O alto teor de umidade inicial e a estrutura física do linhito australiano apresentaram dificuldades práticas, devido aos pedaços de material do leito grudando nas paredes e caindo de volta ao leito devido ao atrito, o que distorceu as medições do consumo específico de energia (verFigura 16). Os torrões que grudaram nas paredes do secador em algum momento caíram, provavelmente devido ao atrito, causado pelo leito toroidal. No entanto, pode-se afirmar que o consumo específico de energia para secagem do linhito australiano foi muito maior do que para todos os outros tipos de linhito para uma umidade final da ordem de 10%.

No geral, todos os linhitos, exceto o australiano, apresentam tempos de residência requeridos semelhantes, o que indica que o tamanho requerido do secador não seria significativamente diferente nesses casos. Para o caso de secagem do linhito polonês a 35 °C, o tempo requerido também é significativamente diferente, em comparação ao linhito romeno e grego. Para o linhito polonês, o tempo de secagem do linhito a 35 °C foi de 73 min, atingindo um teor de umidade final de 12,9%. A secagem a 70 °C e 80 °C resultou em um tempo de secagem significativamente menor (cerca de 28 min) e permitiu atingir um maior grau de secagem — atingindo uma umidade final abaixo de 8%.

Olhando paraFigura 18deixa claro que para todos os linhitos, exceto o australiano, uma temperatura de secagem de 60 °C é a mais benéfica, de uma perspectiva de otimização energética, pois permite minimizar o consumo de energia. A temperatura de secagem ideal para o linhito australiano é claramente 50 °C. Parece importante notar que o consumo específico de energia para o linhito romeno ainda diminui ligeiramente para temperaturas de secagem superiores a 60 °C. No entanto, a significância é insignificante, portanto, a menor temperatura de secagem viável é recomendada nesse caso. A razão para isso não estaria conectada diretamente ao secador em si, mas sim à fonte de calor. Supondo que a secagem ocorreria na fonte do linhito, onde a usina também está localizada, uma das possíveis fontes de calor para o ar aquecido seriam os gases de combustão após o pré-aquecedor de ar. Uma temperatura mais baixa do ar de secagem permitiria, portanto, um Δparapara o trocador de calor pré-aquecer o ar de secagem. Assim, uma superfície de troca de calor menor seria necessária, implicando em um custo menor de tal dispositivo. Além disso, se a temperatura abaixo do ponto de orvalho dos gases de combustão pudesse ser alcançada, o trocador de calor de condensação permitiria recuperar calor adicional dos gases de combustão.

Um dos parâmetros mais importantes é o consumo de energia por kg de umidade removida do material. O consumo de energia é muito importante em termos de economia do processo de secagem. Seu valor dependerá da disponibilidade de calor para secagem e da possibilidade de usar calor residual. O tempo de residência também é importante, pois determina o tamanho do equipamento, que por sua vez tem uma profunda influência no custo total do secador.

Parece não haver uma regra prática quanto ao melhor tipo possível de secador que poderia ser escolhido no caso de qualquer tipo de linhito. Na escolha do tipo mais adequado de secador e subsequente escolha dos parâmetros de processo ideais, vários fatores devem ser levados em consideração. Em termos de secagem no leito toroidal, um dos fatores que determinam os parâmetros de processo ideais é a distribuição do tamanho das partículas da matéria-prima. As preocupações são válidas tanto do ponto de vista do desempenho quanto do ponto de vista da saúde e segurança. Um dos principais aspectos é a vazão do agente de secagem e a proporção do agente de secagem para a quantidade de sólidos secos. A secagem com vazão volumétrica muito baixa do agente de secagem determinará um tempo de residência relativamente alto necessário, o que pode resultar em um capex maior devido ao secador maior. Por outro lado, uma vazão volumétrica muito alta do agente de secagem pode causar secagem não uniforme devido ao arrastamento prematuro de finos para fora do leito. Além disso, devido à natureza do leito toroidal, o aumento do atrito pode aumentar a geração de finos, amplificando assim o processo. Além disso, a geração adicional de finos pode potencialmente representar um problema de segurança, se finos suficientes forem gerados para obter uma atmosfera explosiva, especialmente levando em consideração o atrito que pode potencialmente induzir uma descarga estática (fonte de ignição). Felizmente, neste caso, os vapores de água, levados pelo ar de secagem, são um inibidor natural. No entanto, este aspecto deve ser considerado para cada um dos casos individualmente, pois diferentes linhitos exibiram comportamento diferente em termos de geração de finos durante a secagem. O aterramento adequado do dispositivo deve ser implementado em qualquer caso como uma medida de precaução contra uma descarga estática. Além disso, a escolha adequada da maquinaria de cominuição resultando em uma distribuição de tamanho mais favorável da matéria-prima processada pode melhorar adicionalmente o aspecto de segurança. A temperatura é um parâmetro importante devido à sua influência no processo de secagem e sua influência na vazão do agente de secagem, uma vez que altera a densidade do agente de secagem e também tem algum impacto na resistência hidráulica ao próprio leito. Temperatura muito baixa aumentaria o tempo de residência e muito alta poderia adicionalmente amplificar a secagem não uniforme das partículas de tamanhos diferentes.

Por outro lado, a alta temperatura e a alta vazão de ar de secagem aumentam o craqueamento das partículas, o que pode ser benéfico em termos de moagem do linhito seco. Da perspectiva da eficiência energética, parece ser benéfico maximizar a diferença entre a umidade relativa do agente de secagem na saída e na entrada do secador. Isso pode dar alguns benefícios adicionais relacionados à segurança mencionados acima (vapores de água têm propriedades inertizantes). Além disso, a maior umidade relativa possível parece benéfica no caso em que o calor latente deve ser pelo menos parcialmente recuperado em um trocador de calor, após o secador. Se o secador projetado for localizado na usina de energia, a menor temperatura de secagem possível também aumentaria a recuperação de calor latente dos gases de combustão, permitindo o uso de calor de baixa qualidade. O mesmo seria verdadeiro para a recuperação de calor da água de resfriamento do condensador. No entanto, neste caso, a temperatura do agente de secagem teria que ser baixa o suficiente para permitir a troca de calor entre o agente de secagem retirado do ambiente e a água de resfriamento do condensador. Em ambos os casos, a compensação seria o tamanho dos trocadores de calor, bem como o tamanho do próprio secador e o consumo de eletricidade para auxiliares, como sopradores.

Especificamente, do ponto de vista da matéria-prima, parece importante notar que as diferenças entre as propriedades dos diferentes tipos de linhito e os diferentes resultados dos testes de secagem implicam diferenças estruturais entre as espécies testadas. Além disso, parece que um teor de cinzas pode ser um indicador valioso da similaridade entre dois tipos diferentes de linhito e seu comportamento durante a secagem.

A secagem usando ar na faixa mais baixa de temperaturas provou que um tempo de residência muito maior seria necessário para atingir um teor de umidade desejado. Isso implicaria em um secador comparativamente maior para atingir capacidade semelhante. No entanto, a energia espec