Modelagem matemática dos perfis de temperatura do gás, do sólido e da parede do forno e dos perfis de concentração das principais espécies químicas presentes no interior do forno rotativo empregado na produção de clínquer

Mathematical modeling of the temperature profiles of gas, solid, and kiln's wall, and the concentration profiles of the main chemical species present inside the rotary kiln used in clinker production

Resumo

O cimento é um dos materiais de construção mais utilizados no mundo, sendo o tipo mais comum conhecido como cimento Portland. O processo de fabricação do cimento envolve numerosas e complexas reações endotérmicas e exotérmicas que ocorrem a diferentes temperaturas, o que o torna não trivial. Dessa forma, há um grande interesse na otimização do processo de produção de cimento. A clinquerização é uma das principais etapas da fabricação de cimento e ocorre dentro de forno rotativo. Neste estudo, o processo de produção de clínquer é analisado em um forno rotativo de via seca que atua em contracorrente. Os principais fenômenos envolvidos na obtenção do clínquer são: evaporação da água livre residual da matéria-prima; decomposição do carbonato de magnésio; descarbonatação; formação da fase líquida composta por C₃A e C₄AF; formação do silicato dicálcico e silicato tricálcico. O principal objetivo deste estudo é a proposta de um modelo matemático que descreve de forma realística o perfil de temperatura e de concentração dos componentes do clínquer ao longo do forno rotativo, desenvolvido a partir de mudanças propostas a um trabalho da literatura. O modelo, composto por equações diferenciais parciais, foi adaptado e implementado em linguagem computacional no programa Mathcad. O modelo proposto foi satisfatório para a descrição do perfil de temperatura e concentração dos componentes do clínquer ao longo de um forno rotativo.

Palavras-chave:
clínquer; forno rotativo; modelagem matemática

Abstract

Cement is one of the most widely used building materials in the world. The best known type of cement is called Portland. The process of cement production involves numerous and complex endothermic and exothermic reactions. This process is non-trivial and occurs under different temperatures. Thus, the optimization of the cement manufacturing is interesting to the industry. Clinkerization is one of the main steps of cement production and it occurs inside the rotary kiln. In this article, the dry process of clinker production is analyzed in a rotary kiln that works in counter flow. The main phenomena involved in the clinker production are: free residual water evaporation of raw material; decomposition of magnesium carbonate; decarbonation; formation of C₃A and C₄AF; formation of dicalcium silicate and tricalcium silicate. The main objective of this study is to propose a mathematical model that realistically describes the temperature profile and the concentration of clinker components in a rotary kiln. For this, a mathematical model composed of partial differential equations available in the literature has been adapted. The model was solved using the software Mathcad. The proposed model is satisfactory to describe the temperature profile and the concentration profile of the clinker components inside the rotary kiln.

Keywords:
clinker; rotary kiln; mathematical modeling

INTRODUÇÃO

Apesar do aumento contínuo da produção de cimento mundial, a indústria cimenteira ainda enfrenta desafios como a alta demanda de energia para produção, o contínuo aumento do preço dos combustíveis, a complexidade na descrição do processo e a necessidade de mitigação dos impactos ambientais ^1)-(5. Dessa forma, há um grande interesse na otimização do processo de produção de cimento ^{6), (7}. O tipo mais comum de cimento é o cimento Portland, definido como um aglomerado hidráulico, que é obtido basicamente pela trituração de uma mistura de gesso e clínquer ⁷. Dessa forma, uma das principais etapas do processo de obtenção do cimento é a etapa de clinquerização, também chamada de sintetização, onde o clínquer é formado ^8)-(10. A clinquerização ocorre dentro do forno rotativo e envolve numerosos e complexos processos físicos (mudanças de fases) e químicos (reações endotérmicas e exotérmicas) ^10)-(13. Os principais componentes do clínquer são C₃S (3CaO.SiO₂), C₂S (2CaO.SiO₂), C₃A (3CaO.AlO₃) e C₄AF (4CaO.Al₂O₃.Fe₂O₃). Na Tabela I são apresentadas as reações intermediárias de obtenção do clínquer e seus respectivos calores de reação e na Tabela II têm-se as faixas de temperaturas em que as espécies químicas que compõem o clínquer são formadas.

Tabela I
Reações químicas do processo de produção do clínquer ^{14), (15}.
Table I
Chemical reactions of the clinker production process ^{14), (15}.

Etapa do processo de clinquerização	Fenômenos envolvidos na clinquerização	Calor de reação (kJ/kg)
Evaporação da água livre residual e da água de combinação das argilas	H2O(l) → H2O(v)	+2443 (a 25 ºC)
Descarbonatação ou calcinação	CaCO3(s) ↔ CaO(s) + CO2(g)	+1766 (a 20 ºC)
Decomposição do carbonato de magnésio	MgCO3(s) → MgO(s) + CO2(g)	+1188 (a 20 ºC)
Formação da fase líquida	3CaO(s) +Al2O3(s) → 3CaO.Al2O3(s) (C3A)	-15 (a 20 ºC)
	4CaO(s) + Al2O3(s) + Fe2O3(s) → 4CaO.Al2O3.Fe2O3(s) (C4AF)	-84 (a 20 ºC)
Formação do silicato dicálcico	2CaO(s) + SiO2(s) → 2CaO.SiO2(s) (C2S)	-717 (a 20 ºC)
Formação do silicato tricálcico	3CaO(s) + SiO2(s) → 3CaO.SiO2(s) (C3S)	-528 (a 20 ºC)

Tabela II
Temperaturas das reações químicas de obtenção do clínquer ¹⁴.
Table II
Temperatures of the chemical reactions of clinker production ¹⁴.

Temperatura	Reação química
Acima de 800 °C	Início do processo de fabricação de CaO
Entre 800 e 1200 °C	Formação do C2S
Entre 1095 e 1205 °C	Formação do C3A e C4AF
Entre 1260 e 1455 °C	Formação do C3S a partir do C2S com quase extinção da cal livre (CaO)
Entre 1455 e 1300 °C	Cristalização da fase líquida do C3A e do C4AF.
	Os silicatos C2S e C3S praticamente não sofrem alterações tanto na forma como na composição

O processo de produção de clínquer pode ser feito por via seca ou úmida ¹⁴. Na produção por via seca, a mistura de aglomerados e agregados é moída totalmente seca e alimenta o forno em forma de pó. Em contrapartida, no processo por via úmida a mistura é alimentada no forno com cerca de 30 a 40% de umidade, em forma de lama ^{10), (16}. No presente trabalho será estudada a produção de clínquer por via seca, atualmente utilizada em praticamente toda a produção brasileira de cimento ¹⁷. O forno rotativo de via seca pode ser dividido em cinco zonas: zona de aquecimento, zona de calcinação, zona de transição, zona de queima e zona de resfriamento ^{18), (19}. A posição das zonas ao longo do forno depende da temperatura e das reações químicas sendo efetuadas nos sólidos ²⁰. O perfil de temperatura ao longo do forno rotativo usualmente não pode ser medido diretamente, uma vez que tradicionalmente não há sensores instalados no interior do equipamento ¹⁸. Tem-se unicamente à disposição alguns medidores imprecisos e indiretos. Dessa forma, estimar o perfil de temperatura ao longo do forno é um importante objeto de estudo.

No trabalho de Spang ²⁰ foi desenvolvido um modelo dinâmico composto por equações diferenciais parciais, que descrevem os balanços de massa e energia do sistema. Este modelo é capaz de predizer os perfis de concentração e temperatura ao longo de um forno rotativo de via seca que opera em contracorrente ²⁰. Um modelo de chama do combustível também foi desenvolvido objetivando quantificar a quantidade de energia fornecida ao sistema ²⁰. As equações que compõe este modelo são apresentadas no Anexo pelas Equações 1 a 29. Os resultados obtidos mostraram-se qualitativamente adequados ao comportamento de fornos reais, porém o estado de regime permanente não foi atingido em ²⁰. O presente trabalho tem como principal objetivo desenvolver um modelo matemático que apresente uma facilidade de adaptação à realidade industrial. Isto porque, em alguns casos, nem sempre é possível alimentar diretamente o modelo matemático com as informações reportadas da fábrica, o que dificulta a aplicação direta desta ferramenta na rotina da planta industrial. Objetivando-se a obtenção de um modelo matemático mais realístico, o modelo de chama proposto na literatura foi substituído pela adoção de uma quantidade constante de energia alimentada, como será detalhado posteriormente. Neste trabalho é usado como ponto de partida o modelo de Spang ²⁰.

MÉTODOS

No modelo de Spang ²⁰ não foi considerada a variação temporal da temperatura do gás ao longo do tempo (Equação 13 do ^Anexo). Objetivando uma descrição mais detalhada do processo, foi feita uma adaptação no balanço de energia do gás (Equação 13 do ^Anexo), adicionando-se um termo de variação da temperatura do gás ao longo do tempo. Ressalta-se que essa modificação é necessária para se avaliar, em trabalhos futuros, as respostas do forno a perturbações nas condições de entrada. Assim, a Equação 13 foi substituída pela Equação A.

(A)

O modelo de chama originalmente descrito em ²⁰ (Equações 17, 18 e 19 do ^Anexo) foi substituído pela adoção de uma quantidade de energia fornecida ao forno. Assim, a utilização do modelo pelo profissional da indústria tornou-se mais direta. Neste trabalho, foi proposta uma alimentação de energia, resultante da queima do combustível, constante e igual a 1489,5 kW/m (1,55 x10⁶ BTU/ft.h). Este valor, ajustado por tentativa e erro, aproxima-se dos valores usualmente praticados na indústria. O modelo resultante é então composto pelas Equações 1-12, 14-16 e 20-30 (^Anexo). O novo modelo foi resolvido utilizando-se os dados de entrada propostos em ²⁰, especificados na seção Nomenclatura (somente as variáveis relacionadas ao modelo de chama não foram utilizadas). Inicialmente na resolução do modelo foi utilizado o método de discretização por diferenças finitas para transformar as equações diferenciais parciais (EDPs) que compõem o modelo em equações diferenciais ordinárias (EDOs). Para tanto, foram definidos 40 pontos de discretização ao longo do comprimento do forno rotativo. A discretização dos pontos foi feita de acordo com o fluxo de entrada do gás e dos sólidos no forno (Fig. 1).

Figura 1:
Volume de controle empregado na modelagem matemática do forno rotativo (adaptado de ²⁰).
Figure 1:
Volume control used in the mathematical modeling of the rotary kiln (adapted from ²⁰).

As equações relacionadas aos sólidos foram discretizadas utilizado-se aproximação por diferença para trás uma vez que o sólido é alimentado no início do forno (z=0). Já nas equações relacionadas ao gás foi utilizada a aproximação por diferença para frente, uma vez que o gás é alimentado no final do forno (z=L). As equações diferenciais ordinárias, em função do tempo, resultantes da discretização foram resolvidas pelo método de integração numérica de Runge Kutta com passo variável para controle do erro, sendo a tolerância estabelecida como 10^-7. A resolução do modelo foi implementada no programa computacional Mathcad, disponível no laboratório de pesquisa MOP (Grupo de Pesquisas em Modelagem e Otimização de Processos) do CCA/UFES. O fluxograma apresentado na Fig. 2 contém uma representação esquemática do algoritmo proposto para a resolução do modelo estudado.

Figura 2:
Representação esquemática do algoritmo adotado para a resolução do modelo matemático.
Figure 2:
Schematic representation of the algorithm used to solve the mathematical model.

RESULTADOS E DISCUSSÃO

Foram feitas sucessivas integrações nas equações do novo modelo proposto até que não foram mais observadas variações entre os resultados obtidos, caracterizando assim o alcance do estado de regime permanente do forno rotativo. Os perfis obtidos para as temperaturas do gás (Tg), do sólido (Ts) e da parede do forno rotativo (Tw), ao longo do comprimento do mesmo são apresentados na Fig. 3. As temperaturas do gás, do sólido e da parede aumentam no decorrer do comprimento do forno até um valor máximo que coincide com a zona de queima do forno e em seguida decaem. Tal resultado é coerente com o funcionamento do processo real. Os perfis de comportamento obtidos para as temperaturas são similares aos obtidos em ²⁰. Porém, os valores finais de temperatura apresentam variações que podem ser explicadas pelo alcance do regime permanente de operação, que não é simulado no trabalho original. A temperatura da zona de queima pode variar entre fornos, mas esta corresponde a aproximadamente 1693 K (1420 °C) ¹⁹. Percebe-se que os picos de temperatura referentes à zona de queima, apresentados na Fig. 3, estão ligeiramente mais elevados do que o que geralmente é esperado para um forno. Porém, vale ressaltar que os valores obtidos no presente trabalho, para a zona de queima do forno, estão consideravelmente mais próximos dos valores esperados do que os obtidos em ²⁰. O perfil de concentração de CaCO₃ ao longo do comprimento do forno em regime permanente, apresentado na Fig. 4, é similar ao perfil obtido em ²⁰. Tem-se uma alta concentração de CaCO₃ no início do forno rotativo que diminui ao longo de seu comprimento até que atinge o valor zero, marcando assim o início da zona de queima do forno (Fig. 4). Esse perfil de concentração já era esperado para o CaCO₃, uma vez que durante o processo de clinquerizacão assume-se que todo o CaCO₃ sofre a descarbonatação gerando o CaO e que na zona de queima do forno este composto é consumido ao reagir com outros compostos para formar os componentes do clínquer. O perfil de concentração de água, na composição dos sólidos, ao longo do comprimento do forno em regime permanente é apresentado na Fig. 5. Mais uma vez o resultado obtido é similar ao perfil obtido em ²⁰. Percebe-se que no início do forno há uma concentração de água proveniente da umidade dos sólidos alimentados e que ao longo do forno essa concentração diminui, sendo ao final do forno bem próxima de zero. A água evaporada passa a ser parte da composição dos gases presentes no interior do forno.

Figura 3:
Perfil das temperaturas do gás, do sólido e da parede do forno rotativo em regime permanente.
Figure 3:
Temperature profiles of gas, solid and rotary kiln's wall at steady state.

Figura 4:
Perfil de concentração do CaCO₃ no forno rotativo em regime permanente.
Figure 4:
Concentration profiles of CaCO₃ in the rotary kiln at steady state.

Figura 5:
Perfil de concentração de água no forno rotativo em regime permanente.
Figure 5:
Concentration profile of water in the rotary kiln at steady state.

Os perfis de concentração de C₃S, C₂S, C₃A, C₄AF e CaO ao longo do comprimento do forno no estado de regime permanente são apresentados na Fig. 6. No início do forno, como ainda não houve reação, a concentração dos compostos formadores do clínquer é zero. À medida que as reações de clinquerizacão ocorrem, tem-se um aumento da concentração dos produtos e, consequentemente, a diminuição da concentração dos reagentes ao longo do forno. Vale ressaltar que os componentes do clínquer são gerados ao longo do processo em proporções diferentes uns dos outros e as reações de obtenção dos componentes do clínquer são dependentes da reação de descarbonatação do CaCO₃. Os perfis de concentrações obtidos para os componentes do clínquer são similares aos do trabalho de Spang ²⁰. Percebe-se, no entanto, que nos resultados obtidos no presente trabalho, a concentração de CaO ao final do forno não alcança o valor zero como parece ser alcançado em ²⁰. Variações entre as curvas e seus formatos podem ser atribuídas ao fato do modelo descrito no presente trabalho alcançar o estado estacionário de funcionamento do forno, o que não é atingido em ²⁰.

Figura 6:
Perfis de concentração de C₃S, C₂S, C₃A, C₄AF e CaO no forno rotativo no estado de regime permanente.
Figure 6:
Concentration profiles of C₃S, C₂S, C₃A, C₄AF and CaO in the rotary kiln at steady state.

CONCLUSÕES

O modelo empregado neste estudo é capaz de descrever os perfis de temperatura e de concentração dos componentes do clínquer ao longo do forno rotativo. Para isto, empregou-se como ponto de partida o modelo proposto por Spang ²⁰. Neste estudo foram feitas adaptações no modelo original com o objetivo de aprimorar a descrição do processo e facilitar a adaptação do modelo à realidade operacional. Os resultados obtidos indicam que tais modificações se mostraram eficientes, uma vez que os perfis de temperatura obtidos se aproximam mais da realidade do que os perfis obtidos no trabalho anterior. Além disso, a simplificação realizada no processo de queima do combustível não comprometeu o desempenho do modelo, uma vez que os perfis obtidos estão coerentes com os fenômenos inerentes ao processo e se aproximam dos perfis obtidos anteriormente.

NOMENCLATURA

Descrição Valor Unidade # Normalização de massa em relação a CaO an Constante de proporcionalidade para D 0,0538 A #Al2O3/#CaO Ag Área de gás em uma determinada seção transversal ft2 Ai Valor inicial de alimentação de Al2O3/#CaO 0,0469 #/#CaO AF Fator pré-exponencial do combustível 5,6 x 1010 1/h As Área do sólido em uma determinada seção transversal ft2 Aw Área da parede em uma determinada seção transversal ft2 A1 Fator pré-exponencial do CaCO3 1,64 x 1035 1/h Aα Fator pré-exponencial do C3S 4,8 x 108 1/h Aβ Fator pré-exponencial do C2S 1,48 x 109 1/h Ag Fator pré-exponencial do C3A 3,0 x 1010 1/h Aδ Fator pré-exponencial do C4AF 3,0 x 1012 1/h Aω Fator pré-exponencial da água 7,08 x 107 1/h C Óxido de cálcio (CaO) CF Quantidade de combustível disponível normalizada Cpg Calor específico do gás 0,28 Btu/# °R Cps Calor específico do sólido 0,28 Btu/# °R Cpw Calor específico da parede 0,28 Btu/# °R C2S 2CaO.SiO2 C3A 2CaO.Al2O3 C4AF 2CaO.Al2O3.Fe2O3 d0 % de oxigênio disponível D0 Coeficiente de difusão do oxigênio EF Constante de ativação do combustível 2,45 x 104 (Btu/(lbmol)) E1 Constante de ativação do CaCO3 3,46 x 105 (Btu/(lbmol)) Eα Constante de ativação do C3S 1,10 x 105 (Btu/(lbmol)) Eβ Constante de ativação do C2S 8,3 x 104 (Btu/(lbmol)) Eg Constante de ativação do C3A 8,33 x 104 (Btu/(lbmol)) Eδ Constante de ativação do C4AF 7,95 x 104 (Btu/(lbmol)) Eω Constante de ativação da água 1,807 x 104 (Btu/(lbmol)) f1 Coeficiente de condução do gás para a parede 4 (Btu/(h(ft)2 °F) f2 Coeficiente de condução do sólido para o gás 4 (Btu/(h(ft)2 °F) f3 Coeficiente de condução da parede para o sólido 4 (Btu/(h(ft)2 °F) f4 Coeficiente de condução da parede para o ar externo 0,7 (Btu/(h(ft)2 °F) F #Fe2O3/#CaO Fi Valor inicial de #Fe2O3/#CaO 0,0469 #/#CaO GF Quantidade de combustível por hora 53000 #/h h0 Fração de radiação não absorvida 0,0758 k Condutividade térmica da parede 0,9 (Btu/(h(ft)2 °F) Kf Velocidade de reação do combustível 1/h k1 Velocidade de reação do CaCO3 1/h kα Velocidade de reação do C3S 1/h kβ Velocidade de reação do C2S 1/h kg Velocidade de reação do C3A 1/h kδ Velocidade de reação do C4AF 1/h kω Velocidade de reação-água 1/h L Comprimento do forno 400 ft M Peso molecular referente ao índice subscrito MC1 Peso molecular do carbono lb P Pressão Btu/ft2 p Ângulo da superfície sólida 3π/2 Radianos qc Calor gerado pelas reações químicas (Btu/(ft3h)) qF Calor gerado pela queima do combustível (Btu/(ft h)) R Constante universal dos gases 1,987 Btu lbmol−1 R−1 Q Calor gerado ou em movimento rF Tamanho da partícula de combustível 10-2 ft r1 Raio interno do forno 5 ft r2 Raio externo do forno 6 ft r3 Raio de transferência de calor na seção corrente 5 ft Rω Velocidade de reação da água [h-1] S #SiO2/#CAO Si Valor inicial de #SiO2/#CAO 0,3398 # /#CAO Ta Temperatura externa do forno 561,7 °R Tg Temperatura do gás °R Tgi Temperatura de entrada do gás 1700 °R Ts Temperatura do sólido 562 °R Tw Temperatura da parede °R vg Velocidade do gás 40000 ft/h vs Velocidade do sólido -150 ft/h z Distância ao longo do forno ft α #C3S/#CAO β #C2S/#CAO β1, β2, β3, β4 Coeficientes de transferência de calor (Btu/(h°R)) γ #C3A/#CaO δ #C4AF/#CaO ΔHξ Calor de reação do CaCO3 1275 Btu/#CaCO3 ΔHF Calor de reação do combustível -14000 Btu/#CaCO3 ΔHα Calor de reação do C3S 11 Btu/#C3S ΔHβ Calor de reação do C2S -381 Btu/#C2S ΔHω Calor de reação da água 970 Btu/#água ɛg Coeficiente de radiação - gás 0,273 ɛs Coeficiente de radiação - sólido 0,500 ɛw Coeficiente de radiação - parede 0,751 ξ # CaCO3/#CaO ξi Valor inicial de alimentação de #CaCO3/#CaO 1,784 #/#CaO ρF Densidade do combustível #/#ft3 ρg Densidade do gás 0,05 #/#ft3 ρs Densidade do sólido 56 #/#ft3 ρw Densidade da parede 112 #/#ft3 ψ #CO2/#CaO ω #água/#CaO ωi Valor inicial de #água/#CaO 0,0649 #/#CaO

	Descrição	Valor	Unidade
#	Normalização de massa em relação a CaO
an	Constante de proporcionalidade para D	0,0538
A	#Al2O3/#CaO
Ag	Área de gás em uma determinada seção transversal		ft2
Ai	Valor inicial de alimentação de Al2O3/#CaO	0,0469	#/#CaO
AF	Fator pré-exponencial do combustível	5,6 x 1010	1/h
As	Área do sólido em uma determinada seção transversal		ft2
Aw	Área da parede em uma determinada seção transversal		ft2
A1	Fator pré-exponencial do CaCO3	1,64 x 1035	1/h
Aα	Fator pré-exponencial do C3S	4,8 x 108	1/h
Aβ	Fator pré-exponencial do C2S	1,48 x 109	1/h
Ag	Fator pré-exponencial do C3A	3,0 x 1010	1/h
Aδ	Fator pré-exponencial do C4AF	3,0 x 1012	1/h
Aω	Fator pré-exponencial da água	7,08 x 107	1/h
C	Óxido de cálcio (CaO)
CF	Quantidade de combustível disponível normalizada
Cpg	Calor específico do gás	0,28	Btu/# °R
Cps	Calor específico do sólido	0,28	Btu/# °R
Cpw	Calor específico da parede	0,28	Btu/# °R
C2S	2CaO.SiO2
C3A	2CaO.Al2O3
C4AF	2CaO.Al2O3.Fe2O3
d0	% de oxigênio disponível
D0	Coeficiente de difusão do oxigênio
EF	Constante de ativação do combustível	2,45 x 104	(Btu/(lbmol))
E1	Constante de ativação do CaCO3	3,46 x 105	(Btu/(lbmol))
Eα	Constante de ativação do C3S	1,10 x 105	(Btu/(lbmol))
Eβ	Constante de ativação do C2S	8,3 x 104	(Btu/(lbmol))
Eg	Constante de ativação do C3A	8,33 x 104	(Btu/(lbmol))
Eδ	Constante de ativação do C4AF	7,95 x 104	(Btu/(lbmol))
Eω	Constante de ativação da água	1,807 x 104	(Btu/(lbmol))
f1	Coeficiente de condução do gás para a parede	4	(Btu/(h(ft)2 °F)
f2	Coeficiente de condução do sólido para o gás	4	(Btu/(h(ft)2 °F)
f3	Coeficiente de condução da parede para o sólido	4	(Btu/(h(ft)2 °F)
f4	Coeficiente de condução da parede para o ar externo	0,7	(Btu/(h(ft)2 °F)
F	#Fe2O3/#CaO
Fi	Valor inicial de #Fe2O3/#CaO	0,0469	#/#CaO
GF	Quantidade de combustível por hora	53000	#/h
h0	Fração de radiação não absorvida	0,0758
k	Condutividade térmica da parede	0,9	(Btu/(h(ft)2 °F)
Kf	Velocidade de reação do combustível		1/h
k1	Velocidade de reação do CaCO3		1/h
kα	Velocidade de reação do C3S		1/h
kβ	Velocidade de reação do C2S		1/h
kg	Velocidade de reação do C3A		1/h
kδ	Velocidade de reação do C4AF		1/h
kω	Velocidade de reação-água		1/h
L	Comprimento do forno	400	ft
M	Peso molecular referente ao índice subscrito
MC1	Peso molecular do carbono		lb
P	Pressão		Btu/ft2
p	Ângulo da superfície sólida	3π/2	Radianos
qc	Calor gerado pelas reações químicas		(Btu/(ft3h))
qF	Calor gerado pela queima do combustível		(Btu/(ft h))
R	Constante universal dos gases	1,987	Btu lbmol−1 R−1
Q	Calor gerado ou em movimento
rF	Tamanho da partícula de combustível	10-2	ft
r1	Raio interno do forno	5	ft
r2	Raio externo do forno	6	ft
r3	Raio de transferência de calor na seção corrente	5	ft
Rω	Velocidade de reação da água		[h-1]
S	#SiO2/#CAO
Si	Valor inicial de #SiO2/#CAO	0,3398	# /#CAO
Ta	Temperatura externa do forno	561,7	°R
Tg	Temperatura do gás		°R
Tgi	Temperatura de entrada do gás	1700	°R
Ts	Temperatura do sólido	562	°R
Tw	Temperatura da parede		°R
vg	Velocidade do gás	40000	ft/h
vs	Velocidade do sólido	-150	ft/h
z	Distância ao longo do forno		ft
α	#C3S/#CAO
β	#C2S/#CAO
β1, β2, β3, β4	Coeficientes de transferência de calor		(Btu/(h°R))
γ	#C3A/#CaO
δ	#C4AF/#CaO
ΔHξ	Calor de reação do CaCO3	1275	Btu/#CaCO3
ΔHF	Calor de reação do combustível	-14000	Btu/#CaCO3
ΔHα	Calor de reação do C3S	11	Btu/#C3S
ΔHβ	Calor de reação do C2S	-381	Btu/#C2S
ΔHω	Calor de reação da água	970	Btu/#água
ɛg	Coeficiente de radiação - gás	0,273
ɛs	Coeficiente de radiação - sólido	0,500
ɛw	Coeficiente de radiação - parede	0,751
ξ	# CaCO3/#CaO
ξi	Valor inicial de alimentação de #CaCO3/#CaO	1,784	#/#CaO
ρF	Densidade do combustível		#/#ft3
ρg	Densidade do gás	0,05	#/#ft3
ρs	Densidade do sólido	56	#/#ft3
ρw	Densidade da parede	112	#/#ft3
ψ	#CO2/#CaO
ω	#água/#CaO
ωi	Valor inicial de #água/#CaO	0,0649	#/#CaO

AGRADECIMENTOS

Os autores agradecem ao CNPq pela bolsa de produtividade DTI e à FAPES pela bolsa Pesquisador Capixaba.

REFERÊNCIAS

• ¹
  A. Atmaca, R. Yumruta, Appl. Therm. Eng. 66, 1-2 (2014) 435.
• ²
  E.M. Gartner, D.E. Macphee, Cem. Concr. Res. 41, 7 (2011) 736.
• ³
  K.T. Kaddatz, M.G. Rasul, R. Azad, Procedia Eng. 56 (2013) 413.
• ⁴
  K.S.B. Mujumdara, K.V. Ganesha, S.B. Kulkarnia, V.V. Ranade, Chem. Eng. Sci. 69, 9 (2007) 2590.
• ⁵
  M. Schneider, M. Romer, M. Tschudin, H. Bolio, Cem. Concr. Res. 41, 7 (2011) 642.
• ⁶
  Z. Utlu, Z. Sogut, A. Hepbasli, Z. Oktay, Appl. Therm. Eng. 26, 17-28 (2006) 2479.
• ⁷
  E. Copertaro, P. Chiariotti, D. Estupinan, A. Alvaro, N. Paone, B. Peters, G.M. Revel, Powder Technol. 275 (2015) 131.
• ⁸
  K. Atsonios, P. Grammelis, S.K. Antiohos, N. Nikolopoulos, E. Kakaras, Fuel 153 (2015) 210.
• ⁹
  D.C.Q. Rodrigues, A.P. Soares JR., E.F. Costa JR., A.O.S. Costa, Cerâmica 59 (2013) 302.
• ¹⁰
  R. Saidur, M.S. Hossaina, M.R. Islama, H. Fayaz, H.A. Mohammed, Renewable Sustainable Energy Rev. 15, 5 (2011) 2487.
• ¹¹
  H.M. Souza, A.P. Soares JR., E.F. Costa JR., A.O.S. Costa, Cerâmica 61 (2015) 23.
• ¹²
  A.A. Boateng, P.V. Barr, Pergamo 6 (1995) 2131.
• ¹³
  M.C.C. Silva, "Relações entre microestrutura, com-posição, resistência à ruptura e moabilidade de clínqueres de cimento Portland", Diss. Mestrado, Eng. Metalúrgica e de Materiais, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ (2007).
• ¹⁴
  L.G. Paula, "Análise Termoeconômica do Processo de Produção de Cimento Portland com Co-Processamento de Misturas de Resíduos", Diss. Mestrado, Conversão de Energia, Universidade F. de Itajubá, Itajubá, MG (2009).
• ¹⁵
  J.M. Smith, H.C. Van Ness, M.M. Abbott, Introdução à Termodinâmica da Engenharia Química, 5ª Ed., Editora LTC, Rio de Janeiro, RJ (2007).
• ¹⁶
  J.J. DelCoz Díaz, F. Mazóna, N. Rodríguez, D. García, F.J. Suárez, Finite Elements Analysis Design 39, 1 (2002) 17.
• ¹⁷
  Y. Kihara, G. Visedo, Associação Brasileira de Cimento Portland, Disponível em: Disponível em: http://www.abcp.org.br/conteudo/imprensa/a-industria-do-cimento-e-o-desenvolvimento-do-brasil#.VQLvgo7F9NP >. Acesso em: 19 maio 2015.
  » http://www.abcp.org.br/conteudo/imprensa/a-industria-do-cimento-e-o-desenvolvimento-do-brasil#.VQLvgo7F9NP
• ¹⁸
  K.S. Stadler, J. Poland, E. Gallestey, Control Eng. Practice 19, 1 (2011).
• ¹⁹
  V.C. Duarte, "Estudo da Transferência de Calor em Fornos Rotativos da Indústria de Cimento, utilizando o Método de Elementos Finitos", Diss. Mestrado Eng. Mecânica, Universidade F. de Itajubá, Itajubá, MG (1999).
• ²⁰
  H.A. Spang, Pergamon Press 8, 3 (1972) 309.

APÊNDICE

Balanço de massa dos componentes envolvidos na produção de clínquer:

Água

(1)

CO₂:

(2)

CaCO₃:

(3)

C₃S:

(4)

C₂S:

(5)

C₃A:

(6)

C₄AF:

(7)

Fe₂O₃:

(8)

Al₂O₃:

(9)

SiO₂:

(10)

CaO:

(11)

Combustível (carvão/óleo):

(12)

Balanço de energia:

Gás:

(13)

Sólido:

(14)

Parede do forno:

(15)

Calor geral da reação de sintetização do clínquer:

(16)

Modelo de chama:

(17)

(18)

(19)

Coeficientes de velocidade de reação:

(20)

Sendo, i = 1, α, β, (, δ, ω

(21)

Coeficientes de transferência de calor:

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

Coeficientes de área do forno:

(27)

(28)

(29)

Datas de Publicação

• Publicação nesta coleção
  Apr-Jun 2016

Histórico

• Recebido
  04 Set 2015
• Revisado
  20 Nov 2015
• Aceito
  15 Dez 2015