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An. 4. Enc. Energ. Meio Rural 2002

 

Análise teórica e experimental do resfriamento de carvão vegetal em forno retangular

 

 

Geraldo Augusto Campolina FrançaI; Marcos Bandeira CamposII

IDepartamento de Engenharia Mecânica, UFMG - Universidade Federal de Minas Gerais. CEP 31270-901 - Belo Horizonte - MG, tel: (031) 3499-5239, fax: (031) 3443-3783
IICVRD - Companhia Vale do Rio Doce. CEP 36570-000 - Viçosa - MG, tel: (031) 3891-1446, fax: (031) 3443-3783

 

 


RESUMO

Este trabalho apresenta os resultados da simulação numérica de um modelo matemático bidimensional do processo de resfriamento natural de um leito de carvão vegetal no interior de um forno retangular de carbonização de madeira existente na V&M Florestal (Paraopeba/MG - Brasil). O objetivo foi compreender os fenômenos de troca de calor relevantes, de forma a embasar futuras melhorias visando reduzir o tempo total de resfriamento do forno. A simulação foi desenvolvida na linguagem TURBO PASCAL e o método numérico utilizado foi o de Diferenças Finitas (MDF) com formulação implícita. As propriedades termofísicas foram atualizadas com a temperatura a cada incremento de tempo. Admitiu-se a condição de fluido estagnado no interior do forno usando-se uma condutividade térmica equivalente para o leito. O efeito da radiação entre as partículas e entre as superfícies internas do forno foram consideradas. Os resultados da simulação numérica foram comparados a dados experimentais coletados no forno por meio de termopares. A validação do modelo permitiu a simulação de condições adversas, como o efeito da redução da espessura da parede, teto e do efeito de diferentes velocidades de vento externo ao forno. O estudo indicou que a velocidade do vento e a redução da espessura do teto exercem pouca influência sobre o tempo total de resfriamento, ao contrário do efeito da redução da espessura da parede.

Palavras chaves: Carvão vegetal, resfriamento, forno, leito poroso.


ABSTRACT

This work presents the results of a numerical simulation of a bidimensional mathematical model which represents the natural colling process of a packed bed of charcoal inside a rectangular industrial kiln for wood carbonization, from V&M Florestal (Paraopeba/MG - Brazil). The purpose was to understand the significant mechanisms of heat exchange, so that future improvements can be implemented, such as reducing the period of cooling. The simulation was performed by a software designed in TURBO PASCAL language and the numerical method chosen was the Finite Difference Method (FDM) with implicit formulation. Thermophysical properties have been updated with the value of the temperature at each time. No fluid flow was considered inside the kiln by the use of an effective thermal conductivity for the bed. The effect of radiation among the particles and among the internal surfaces of the kiln was considered. The theoretical results were compared with the experimental data obtained by thermocouples. The validation of the model has let it be extended to the study of other conditions, like the effect of a reduction of the thickness of the walls and ceiling and the effect of the wind velocity outside the kiln. The study has indicated that the velocity of the wind and a reduction of the thickness of the ceiling have a small influence over the period of cooling, on contrary of what has been observed with a reduction at the thickness of the walls.


 

 

INTRODUÇÃO

Historicamente, a produção de ferro gusa no Brasil tem sido sustentada por duas fontes termoredutoras: o carvão mineral (coque) e o carvão vegetal. No entanto, foi na década de 70 e início da de 80 que o carvão vegetal atingiu seu auge, com um consumo crescente e sendo alvo de inúmeras pesquisas. Porém, foi no início dos anos 80 que o carvão vegetal adquiriu importância estratégica, devido à crise mundial do petróleo no final dos anos 70.

A crise estimulou o uso de fontes alternativas de energia, justificando o interesse pelo seu estudo (BRITO, 1990). Nesse período houve crescimento na demanda por ferro gusa no País e as condições de mercado, nacionais e internacionais, viabilizaram o uso do carvão vegetal. Mesmo com técnicas de produção primitivas, sustentadas na exploração de matas nativas, o carvão vegetal tornou-se economicamente viável.

Hoje, a maioria das grandes siderúrgicas nacionais adota o carvão mineral em seus altos-fornos. Porém, em parte devido à projeção que o tratado de Kioto tem assumido na sociedade mundial, criou-se um promissor mercado de compra e venda de créditos de carbono, em função das metas estabelecidas de redução das emissões atmosféricas. Nesse cenário, as extensas plantações de eucalipto para produção de carvão vegetal são um importante diferencial. Isso abre espaço para o carvão vegetal voltar a assumir uma posição de relevância nacional. Essa perspectiva têm motivado o estudo de processos mais eficientes, rápidos e de menor custo.

Vários modelos de fornos já foram construídos e estudados, conforme SILVA (1994), TRUGILHO (1988) e CETEC (1982) e tentativas de mecanização do carregamento/descarregamento dos fornos têm sido adotadas com algum sucesso, tanto pela V&M Florestal como também por outras indústrias do ramo (SANTOS, 1991).

Quanto ao resfriamento, a prática usual é o processo natural, em que o forno reduz sua temperatura lentamente pela simples exposição ao meio ambiente. A duração do resfriamento depende muito da geometria do forno, de suas dimensões, do material usado na sua construção e da massa de carvão produzida, entre outros. Na V&M Florestal o resfriamento natural requer entre 9 e 14 dias. Por ser um processo bastante demorado o resfriamento tem sido, recentemente, alvo de estudo.

Para reduzir esse tempo a V&M Florestal usou nebulizadores d'água entre a 1ª e a 20ª hora após a carbonização, obtendo bons resultados. Com isso, o tempo foi reduzido para 6 dias. Para atingir esse resultado utilizou-se cerca de 10.000 litros d'água. No entanto, o excesso de umidade favorece a geração de finos por reduzir a resistência mecânica do carvão, além de não ser indicado para o carvão para uso em altos-fornos.

A simulação do processo de resfriamento natural possibilita, admitindo não haver infiltrações de ar no forno, a estimativa dos fenômenos de troca de calor mais relevantes. Com isso, torna-se possível agir sobre determinado fenômeno no momento adequado, intensificando seu efeito para reduzir o tempo do processo.

O LEITO DE CARVÃO VEGETAL E SUAS CARACTERÍSTICAS

À medida que a frente de carbonização atinge o leito, a madeira é consumida e, devido à degradação de seus componentes, reduz seu volume e massa. Essa contração reduz o diâmetro dos poros das partículas, mas, devido à permeabilidade do carvão, há uma concentração de gás no seu interior.

Os poros são uma resistência extra à troca de calor entre o carvão e o meio ao seu redor além de intensificarem a anisotropia na difusão do calor, com uma direção preferencial longitudinal às suas fibras. Com isso, seu interior tende a estar a uma temperatura mais elevada que a superfície. Quando o ar (O2) penetra nos poros, ocorre a combustão.

A inflamabilidade do carvão ocorre em temperaturas diversas e está relacionada com o processo de carbonização. UHART (1971) explica que a temperatura de incendeiamento está diretamente relacionada à temperatura atingida na carbonização. Essa relação existe devido à absorção de oxigênio do ar pelo carvão ser uma função da temperatura em que este foi produzido. Quanto maior o teor de oxigênio absorvido, mais baixa será a temperatura suficiente para a combustão. Como exemplo, este autor apresenta a Tabela 1.

 

 

Pela Tabela 1, para temperaturas de carbonização entre 350ºC e 550ºC o teor de oxigênio absorvido pelo carvão passa por um ponto de máximo, em torno dos 430ºC, com uma temperatura de inflamabilidade mais baixa. É justamente nessa faixa de temperaturas que usualmente se procura conduzir a carbonização para assegurar rendimentos gravimétricos mais elevados. Por esse motivo é tão comum haver o incendeiamento do leito após a abertura do forno.

Segundo UHART (1971), mesmo a 110ºC há risco de combustão espontânea no leito dependendo da espécie de madeira. Por segurança adotam-se valores entre 60ºC e 75ºC, dependendo do forno. Maiores volumes de ar em contato com o leito também favorecem a inflamabilidade a baixas temperaturas.

Apesar das transformações químicas a que é submetido, o carvão tende a conservar a geometria inicial da madeira que lhe deu origem, ou seja, aproximadamente cilíndrico. Porém, com a redução da resistência mecânica, o carvão se fragmenta, em especial na região próxima ao piso do forno, onde as peças ficam submetidas ao peso de todo leito acima. Nessa região também há concentração de tiços (madeira semi carbonizada).

Para JUVILLAR (1980), peças de madeira muito grandes e uma carbonização muito rápida favorecem a fragmentação do carvão pois favorecem a formação de trincas, tornando-o menos denso e mais frágil. Por sua vez, às velocidades mais altas de carbonização estão associados maiores gradientes térmicos, que submetem a madeira e o carvão a choques de temperatura capazes de gerar trincas que fragmentam as peças.

O leito de carvão, nos fornos retangulares da V&M Florestal, possui baixa permeabilidade para a recirculação dos gases residuais da carbonização. Testes realizados através da tiragem forçada de gases no interior do leito comprovaram o fato. Com isso a recirculação do gás é mais relevante no espaço confinado entre o leito e o teto do forno, apesar também de ser pouco intensa.

MODELAGEM MATEMÁTICA

A modelagem matemática do resfriamento do forno exigiu a adoção de simplificações. Estas foram feitas em pontos distintos do forno, uma vez que cada região apresentava particularidades a serem inclusas no modelo. As considerações gerais feitas foram (não se aplica a todos os modelos):

Em toda malha computacional aplicou-se a equação geral (1) em cada nó. Entretanto, dependendo da região do forno, alguns termos tornam-se nulos. O termo "efetivo" (ef) utilizado deve-se à natureza não homogênea dos materiais (presença de poros, mistura de materiais e anisotropia na direção horizontal, x, e vertical, y). Na expressão (1) o termo III varia de acordo com o local em que for aplicado e o termo IV só não é nulo quando aplicado aos nós da malha da superfície externa do forno. Seus termos são descritos conforme BEJAN (1984) em (2), (3) e (4).

A expressão (2) define a densidade das partículas do leito. O índice f refere-se à fase fluida (gás intersticial) e s à fase sólida (carvão). Também foi utilizada para a densidade de todo volume de controle composto por dois materiais distintos. Em (2) é a porosidade do leito. Na prática, representa a fração percentual de cada fase que compõe o volume de controle. O calor específico de um meio bifásico foi expresso por (3).

No caso da condutividade térmica admitiu-se que no leito de carvão os valores na direção x e y seriam os mesmos, sendo expressos por koef. O índice superior o, realça a condição de fluido estagnado (equação (4)). Para o leito de carvão:

Para definir a condutividade térmica do leito foram analisados quatro modelos da literatura.

O modelo empírico de KRUPICZKA (1967), equação (5), destina-se a um leito de cilindros mas é aplicável também a um leito de esferas. Leitos de cilindros e esferas dispostos homogeneamente possuem porosidade na faixa de valores: 0.215 < Φ < 0.476, respectivamente.

sendo: A1 = 0.280-[0.757log(Φ )] e B1 = -0.057

KRUPICZKA (1967) sugere o modelo de Damköhler, equação (6), para representar a radiação de calor entre as partículas sugerindo somá-lo à equação (5).

O termo ε é a emissividade térmica das partículas do leito e Dp o diâmetro característico de uma partícula. Nesse estudo Dp = 6,3 cm. O termo σ é a constante de Stefan - Boltzmann.

O segundo modelo testado foi o de MARIVOET et al (1974), equação (7).

O termo β é um fator multiplicativo intensificador da condutividade térmica do gás. Ao fazer isso o modelo pretende simular o efeito da convecção natural entre as partículas do leito. Este modelo não contempla o efeito da radiação entre as partículas. O terceiro modelo simulado foi o de Krischer e Kröll, citado por HAHNE et al (1991), para a condição de máxima condutividade térmica, conforme equação (8).

Este modelo admite apenas a ocorrência de difusão de calor entre as partículas.

O quarto e último modelo simulado foi o proposto por BAUER e SCHLNDER (1978), equação (9). O modelo contempla os efeitos da pressão, radiação, formato das partículas e a existência de uma superfície de contato com área finita entre as partículas. Neste caso simulou-se o leito como sendo composto por partículas esféricas (Dp = 6,3 cm) com volume próximo ao de uma partícula de carvão característica.

Para expressar a condutividade térmica equivalente na interface de dois meios, tais como a interface leito/gás (acima do leito), leito/parede e gás/parede ou teto usou-se a expressão proposta por LEITE e MIRANDA (1990), equação (10). Esse modelo se baseia na definição de uma distância finita à partir da interface no sentido de cada meio. Neste estudo essa distância corresponde à medida da interface até o centro de cada nó adjacente à interface. Se os volumes de controle na interface tiverem tamanhos diferentes, tais distâncias são expressas por l1 e l2, sendo l = l1+l2. Os índices 1 e 2 indicam as fases (meios) adjacentes. O índice xy indica se tratar de uma análise bidimensional.


C1, C2 e C3:

em que X r depende da forma da partícula.

Os termos III e IV da equação (1) são os últimos que requerem uma formulação para completar o modelo. O termo III, para a superfície externa do forno, é expresso pela equação (11) sugerida por INCROPERA e de WITT (1992), e representa a troca de calor por radiação entre forno e meio ambiente, admitido a uma temperatura T:.

sendo:

Quando aplicado para as superfícies internas das paredes, teto e superfície superior do leito, o termo III assume outro formato. Isso porque, dentro do forno, a troca de calor entre essas três superfícies é significativa. Levando-se em conta os fatores de forma (F) de cada superfície perante as outras duas a expressão (12) foi definida como:

Para implementar esta expressão, a equação (12) foi linearizada usando o coeficiente de troca radiativa hr com a inclusão dos respectivos fatores de forma.

Por fim, o termo IV, para a convecção entre as paredes e teto com o meio ambiente utilizou-se as equações (13), (14) e (15), conforme FRANÇA (1984). Essa abordagem permitiu avaliar o efeito da velocidade do vento.

sendo: com f igual a:

f = 0,229 para ΔT = 8,33 ºC

f = 0,200 para ΔT = 13,89 ºC

f = 0,171 para ΔT = 27,78 ºC

f = 0,150 para ΔT = 55,56 ºC

f = 0,121 para ΔT = 111,11 ºC

ΔT = diferença de temperatura entre a superfície externa do teto ou da parede e o ar.

Na parede lateral (L = altura da parede):

para

No teto (L = diâmetro da abóbada):

, para

 

MODELAGEM NUMÉRICA

A técnica numérica utilizada para a discretização das equações diferenciais foi o Método de Diferenças Finitas implícito (MDF), com abordagem bidimensional transiente de todos os fenômenos de troca de calor envolvidos. A resolução do sistema de equações foi feita usando-se o método iterativo de Gauss-Seidel. O comportamento incondicionalmente estável do MDF assegurou uma rápida convergência dos resultados. A escolha da dimensão de cada volume de controle do leito foi baseada no tamanho característico de cada partícula de carvão. Pelas característica físicas e construtivas do forno e pelo tamanho dos volumes do leito foi definido o tamanho dos volumes de controle da parede e teto. Para representar melhor a curvatura da abóbada do teto a malha foi refinada para os nós acima do leito.

As equações discretizadas tiveram uma formulação centrada no espaço e à frente no tempo.

No entanto, uma restrição do método foi a necessidade do conhecimento prévio das condições iniciais em cada um dos nós da malha antes de se iniciarem os cálculos, o que representou, para o problema analisado, o conhecimento das temperaturas no instante inicial do resfriamento.

Na prática, essa questão foi solucionada através da disposição dos termopares em diversos pontos do forno, de maneira a estimar as temperaturas em todos os nós. Tal estimativa foi realizada levou em consideração tanto o histórico de dados da V&M Florestal quanto os valores medidos durante o experimento, além de interpolações nos nós próximos aos termopares.

O regime transiente foi simulado com incrementos de tempo de 60 segundos. O processo real durou 221 horas, sendo necessárias 13260 iterações cada vez que algum modelo foi simulado.

A malha computacional foi construída aproveitando a simetria lateral que o forno apresenta. No total foram 4747 nós (101 na direção y - vertical - e 47 na direção x - horizontal).

A malha admitiu a existência de tiços na região central próxima ao piso do forno. Admitiu-se que os volumes de controle seriam da mesma dimensão dos demais volumes do leito. As propriedades termofísicas aplicadas aos nós na região dos tiços foram interpoladas entre os valores para o carvão e para a madeira. A Figura 1 mostra a malha computacional utilizada.

 

 

ABORDAGEM EXPERIMENTAL

Os dados experimentais deste trabalho foram obtidos de um forno de carbonização retangular em escala real (190m3) transcorreu durante o período de 29/06/1999 a 19/07/1999, totalizando cerca de vinte dias. Esse período incluiu a fase de carregamento, carbonização, resfriamento e descarregamento. Durante a carbonização e resfriamento não houve chuvas na região dos fornos e a carbonização foi conduzida recuperando-se o alcatrão expelido na fumaça. A Figura 2 mostra o forno retangular utilizado.

 

 

O resfriamento natural durou cerca de nove dias, até que o leito atingisse uma temperatura de 60ºC na sua região central. A temperatura ambiente também foi monitorada, oscilando entre 11ºC<Tamb<40ºC. Para evitar infiltração de ar vedou-se o forno com um material argiloso.

A madeira enfornada foi o Eucalyptus grandis, com idade média de 72 meses (6 anos). As toras tinham comprimento médio de 1,8m, com classe de diâmetro predominante entre 10 e 12cm, sendo o valor de 11,5cm uma estimativa média compreendida na faixa, conforme dados de mensuração florestal da V&M Florestal.

Devido à forte redução do volume aparente do leito de madeira durante a carbonização (46%), admitiu-se que o carvão apresentava um diâmetro característico médio de 6,3cm (54% do diâmetro original das toras de madeira).

Os fornos retangulares são feitos de tijolos vermelhos, ligados por uma massa de consistência semelhante ao cimento, feita à base de terra e alcatrão. As dimensões principais do forno são: 16,4m x 4,5m x 3,65m (altura até a abóbada), espessura da parede = 37,4cm, espessura do teto = 23,6cm, volume interno = 190 estéreos (St), sendo 1 St equivalente a 1m3 de madeira empilhada.

Aproveitando-se da simetria lateral do forno os termopares foram instalados apenas em uma metade da seção transversal de estudo, em alturas diversas, sendo os dados armazenados em uma placa de aquisição de dados em intervalos de 4 minutos, até o sexto dia de resfriamento. A Figura 3 mostra a posição de cada termopar.

 

 

RESULTADO DA CARBONIZAÇÃO

Foram enfornados 54320 kg de madeira, gerando um leito de carvão com 1,4m de altura com um volume aparente de 102,9m3. Em pontos isolados do leito houve consumo do próprio carvão, gerando regiões com vazios. O volume total aproximado desses vazios foi de 9,9m3. Nessas regiões, a temperatura atingida foi muito elevada (>700ºC). Algumas regiões, porém, nem sequer atingiram uma temperatura suficiente para carbonizar a madeira. O resultado foi a geração de uma massa de tiço de 3555kg. O tiço retirado totalizou um volume aparente de 12,97m3, resultando num volume aparente de 274,1kg/m3. Logo, o volume apenas de carvão foi de 80,08m3. Já o carvão de eucalyptus grandis possui densidade aparente de 230kg/m3 e à granel de 350kg/m3. A massa de carvão foi de 18418,4kg, garantindo ao leito uma porosidade média de 34,3%. O rendimento em massa (gravimétrico) foi de 33,91%.

RESULTADO DA SIMULAÇÃO

A condição de difusão pura no leito, simulada pelo modelo de Krischer e Kröll, não se ajustou às medições. O modelo equivale ao de MARIVOET et al (1974) com =1. Este, por sua vez, só obteve um ajuste aceitável com =150, extrapolando sua ordem de grandeza usual. O motivo foi a radiação, não contemplada pelo modelo. Ela foi mais significativa no início do resfriamento, com as temperaturas ainda elevadas. Em partículas de grandes dimensões (da ordem de centímetros) seu efeito torna-se mais relevante.

Os modelos de BAUER e SCHLNDER (1978) e de KRUPICZKA (1967), com a extensão de Damköhler, apresentaram um bom ajuste. As Figuras 4 e 5 mostram os resultados da simulação comparados às medições dos termopares 2 e 5.

A curva de resfriamento dos termopares 3 e 6, localizados no gás logo acima do leito, mostrou que o modelo de BAUER e SCHLNDER (1978) apresentou o melhor ajuste. Isso indicou que essa região ainda se mostrava sob forte influência do leito logo abaixo, de forma que os efeitos da recirculação dos gases não foram suficientes para prejudicar o ajuste dos dados experimentais com os do modelo. As Figuras 6 e 7 mostram esse resultados.

Já os termopares 8, 9 e 10, conforme Figuras 8, 9 e 10, por estarem mais afastados do leito e mais próximos do teto e parede, que se resfriam mais rapido, apresentaram curvas de resfriamento mais acentuadas no início do processo. Nessa fase, nenhum modelo conseguiu captar o declínio mais acentuado na temperatura do gás. Uma explicação seria o efeito da convecção natural acima do leito não considerada por nenhum modelo.

As curvas dos modelos para os termopares 11 e 12 (Figuras 11 e 12) localizados na parede e teto, respectivamente, ajustaram-se bem às medições.

Como pode ser observado nas Figuras 11 e 12, nesses locais, com pouca participação direta da radiação, os efeitos difusivos prevalecem, permitindo um bom ajuste até mesmo para o modelo de Krischer e Kröll.

Por ter sido obtido um bom ajuste de dados com o modelo de BAUER e SCHLNDER (1978) foram realizadas simulações de outras situações operacionais. As Figuras 13 e 14 mostram o efeito da redução da espessura das paredes laterais.

Os resultados mostraram que a redução na espessura da parede poderia representar um ganho de tempo de resfriamento entre 40 e 60 horas, ou seja, entre 18 e 27% do tempo total.

Outro efeito simulado foi a redução da espessura do teto em relação ao tempo total de resfriamento, conforme mostram as Figuras 15 e 16.

A redução da espessura do teto de 23,6cm para 12,6cm não se converteu numa redução de tempo de resfriamento significativa.

A última condição operacional simulada foi o efeito da variação da velocidade do vento externo ao forno em relação ao tempo total de resfriamento. Simulou-se o resfriamento com velocidades do ar de 1, 5 e 10 m/s. As Figuras 17 e 18 mostram os resultados obtidos.

O efeito do vento foi pouco significativo na redução do tempo de resfriamento. No caso em estudo, admitiu-se que a condição normal de resfriamento natural ocorria com vento de 1 m/s. As demais situações, velocidades de 5 m/s e 10 m/s, foram condições impostas na simulação.

De todas as simulações feitas, desde a condição de resfriamento natural com os fornos na condição normal de operação até a consideração do efeito da variação da velocidade do vento, apenas o termopar 4 apresentou resultados divergentes para todos os modelos. Essa diferença de resultados foi observada na simulação da condição normal de resfriamento e está apresentada na Figura 19.

Há alguns motivos que podem explicar esse comportamento. Um deles seria a incerteza na estimativa dos valores das temperaturas no instante inicial do resfriamento nos pontos próximos a esse termopar. Essas temperaturas na vizinhança do termopar foram obtidas por interpolação e com base em medições anteriores da V&M Florestal. Outro motivo seria a proximadade do termopar à região do leito com acúmulo de tiço. Nessa região o gradiente de temperatura é mais elevado devido às temperaturas no tiço serem significativamente mais baixas que nas regiões apenas com carvão.

TEMPOS COMPUTACIONAIS

Os modelos apresentaram tempos de simulação diferentes em função da complexidade intrínseca a cada um. A simulação foi feita em um microcomputador K6 II/450 MHz, com 64 Mbytes de memória RAM. A Tabela 2 mostra o tempo de simulação que cada modelo demandou.

 

 

CONCLUSÕES

Todos esses resultados, coletados e simulados por CAMPOS (2000), revelaram:

1 - É importante o uso de um número maior de termopares nas regiões de maior gradiente térmico para que a estimativa inicial de temperaturas seja mais precisa e exija o mínimo de interpolações.

2 - A abordagem do estudo usando-se uma seção transversal do forno mostrou-se eficiente.

3 - A condição de fluido estagnado foi considerada uma simplificação coerente e aplicável.

4 - O modelo de BAUER e SCHLÜNDER (1978) obteve melhor ajuste e foi o mais conservativo na determinação do momento apropriado para abertura da porta do forno. O modelo de KRUPICZKA (1967) + Damköhler foi considerado satisfatório e recomendada para uso quando o tempo de simulação for uma condição relevante.

5 - Os modelos de Krischer e Kröll e de MARIVOET et al (1974) não são indicados.

6 - O efeito da radiação de calor entre as partículas e dentro do forno foram bastante significativos.

7 - A redução da espessura da parede resultou em ganhos significativos de tempo, ao contrário do verificado com a redução da espessura do teto.

8 - O efeito do vento foi pouco significativo.

 

AGRADECIMENTOS

O segundo autor agradece ao CNPq, pela bolsa de mestrado junto à UFMG e à V&M Florestal, pelos dados e uso de suas instalações.

 

REFERÊNCIAS

[1] BRITO, J.O. Carvão vegetal no Brasil. A utilização da biomassa florestal, a madeira e o carvão vegetal na matriz energética brasileira. São Paulo Energia, n. 64, p. 27-31. 1990.

[2] SILVA, J.R.M. da. Desenvolvimento de um forno de cúpula metálica móvel. Viçosa: UFV, DEF, 1994. 41p. (Mestrado).

[3] TRUGILHO, P.F. Influência do tempo de funcionamento da câmara de combustão no rendimento da carbonização em forno de alvenaria.Viçosa:UFV,DEF,1988.58p,(Mestrado)

[4] CETEC. Manual de construção e operação de fornos de carbonização. Belo Horizonte, 1982,55 p.

[5] SANTOS, R.W.C. dos. Desenvolvimento de um forno para carbonização de madeira na ACESITA. In: ENCONTRO TÉCNICO FLORESTAL, V, 1991. Belo Horizonte. Anais. Belo Horizonte, ABRACAVE, 1991. p. 107-116.

[6] UHART, E. A floresta amazônica - fonte de energia, Belém: SUDAM, 1971, p. 1-24. (Relatório Técnico - Convênio SUDAM - C.T.F.T./França).

[7] JUVILLAR, J.B. Fundamentos sobre fabricação de carvão vegetal e aproveitamento do coco de babaçu. In: Masuda, H. (Org.). Carvão e coque aplicados à metalurgia. São Paulo: ABM,1980.v.1,p.97-135.

[8] BEJAN, A. Convection heat transfer. New York, John Wiley & Sons (Wiley-Interscience Publication), 1984. 477 p.

[9] KRUPICZKA, R. Analysis of thermal conductivity in granular materials. A.I.Ch.E. Journal,v.7, n.1, p. 122-144,1967.

[10] MARIVOET,J., TEODOROIU,P. e WAJC, S.J. Porosity, velocity and temperature profiles in cylindrical packed beds. Chemical Engineering Science, v. 29, n. 8, p. 1836-1840, 1974.

[11] HAHNE, E., SONG, Y.W. e GROSS, U. Measurements of thermal conductivity in porous media. In: Kakaç, S., Kilkis, B., Kulacki, F.A. e Arinç, F. (Ed.). Convective heat and mass transfer in porous media. The Netherlands: Kluwer Academic Publishers, 1991. v. 196, p. 849-865.

[12] BAUER, R. e SCHLÜNDER, E.U. Effective radial thermal conductivity of packings in gas flow. Part II. Thermal conductivity of the packing fraction without gas flow. International Chemical Engineering, v.18, n.2, p.189-204, 1978.

[13] LEITE, N.F. e MIRANDA, L.C.M. On the use of photothermal detection techniques for thermal diffusivity measurements. In:III ENCIT, I,1990.Itapema.Anais.Florianópolis,ABCM,p443-447.

[14] INCROPERA, F.P. e WITT, D.P. de. Fundamentos de transferência de calor e de massa. Rio de Janeiro, LTC Editora S.A., 1992. 455 p.

[15] FRANÇA, G.A.C., Modelagem de isolamento térmico econômico de tanque contendo líquidos aquecidos. Belo Horizonte: UFMG, DEMEC, 1984. 70p. (Mestrado).

[16] CAMPOS, M.B., Modelagem matemática com validação experimental do resfriamento de leito de carvão vegetal em forno retangular industrial. Belo Horizonte: UFMG, DEMEC, 2000, 116p.(Mestrado).