Arbeidstakernes erfaringer med omstillingsprosessen

Nos reatores aeróbios de leito fluidizado grande parte do ar injetado é requerido para manter o meio suporte em suspenção. Entretanto a quantidade de ar a ser injetada deverá levar em consideração o oxigênio necessário para que os processos de oxidação da matéria orgânica e nitrogenada não sejam comprometidos. A quantidade de oxigênio transferido durante a injeção de ar torna-se um parâmetro de controle importante nestes dispositivos.

A capacidade de um reator em transferir oxigênio para o meio é avaliada por diversos índices que são calculados a partir da determinação do coeficiente global de transferência de oxigênio, KLa.

Diversos autores vêm publicando valores de KLa em diversas geometrias de reatores

de leito fluidizado por jatos de ar e alguns destes trabalhos relatam o efeito do comportamento hidrodinâmico sobre este parâmetro.

Bello et al. (1984) apresentaram um trabalho cujo foco principal em suas discussões era a hidrodinâmica e a transferência de massa em reatores de leito fluidizado em tubos concêntricos e paralelos. Este trabalho apresentou também uma revisão com vários resultados de KLa obtidos por outros autores.

A tabela 3.15 apresenta alguns parâmetros geométricos de reatores com tubos concêntricos relatados na literatura e citados no trabalho de Bello et al. (1984).

Tabela 3.15: Dados de trabalhos com reatores de tubos concêntricos Fonte: Bello et al (1984). Nº Referência Tipo de reator Ad/Ar DT or Dr (m) HD(H0)

(m) Líquido Tipo de injetor

1 El-Gabbani (1997) CT 0.29 0.095 1.65 (1.47) água anel injetor 2 Fukuda et al. (1978) CT 0.38-1.67 0.20 1.82 (1.00) Na2SO3 placa perfurada

3 Gasner (1974) RS 1.0 0.20 x

0.30 1.22 (0.71) Na2SO3 forma de U 4 Botton et al. (1980) CT 1.14 0.19 1.30 Na2SO3 anel concentrico

CT 0.09 0.48 1.50 Na2SO3

3 anéis concentricos 5 Hatch (1973) CT 1.12 0.30 2.8b _(2.6) meio

fermentado anel 6 Lin et al. (1976) EL 0.11 0.15 3.0 (2.87) meio

fermentado tubo perfurado 7 Orazem e Erickson

(1979) SC 1.0 0.15 1.22 (1.07) Na2SO3 orifício único

SC (dois

estágios) - -

0.66 (0.51)

cada estágio Na2SO3 orifício único

8 Sinclair e Ryder (1975) CT 3.0 0.15 0.23 (0.18) água anel concêntrico 9 Schügerl et al. (1977) BC - 0.14 4 água placa perfurada

BC - 0.14 4 água placa porosa

10 Deckwer et al. (1974) BC - 0.20 7.23 água orifício

BC - 0.15 4.4 água placa porosa

11 Kastanek (1976) BC - 0.10 0.6-1.2 água placa perfurada 12 Yoshida e Akita (1965) BC - 0.15 0.9-1.82 água orifício único 13 Onken e Weiland (1981) EL 0.25 0.10 8.5 (8.5) água placa porosa

a

BC – bubble column (coluna de bolhas); EL – external-loop airlift contactor (reator airlift com circulação externa); CT – concentric-tube airlift contactor ( reator airlift de tubos concêntricos); RS- rectangular split airlift contactor (reator airlift retangular); SC – split cylindrical airlift contactor (reator airlift cilíndrico).

b

Clear liquid height.

A figura 3.30 apresenta os valores de KLa em função da potência de injeção de ar por

unidade de volume dos reatores, obtidos experimentalmente pelos trabalhos citados na tabela 3.15. O gráfico traz como identificação de cada curva os números dos respectivos trabalhos na tabela 3.15.

Figura 3.30: Gráfico com os resultados de KLa dos trabalhos citados na tabela 3.15.

As figuras 3.31 e 3.32 apresentam valores de KLa em função da potência de injeção de

ar por unidade de volume dos reatores.

Figura 3.31: KLa em função da potência injetada pelo ar

por volume unitário. Dados

obtidos por Bello et al. (1984), em modelos de circulação externa. Adaptado de Bello et al. (1984)

Figura 3.32: KLa em função da potência injetada pelo

ar por volume unitário. Adaptado de Bello et al. (1984)

Os resultados apresentados na figura 3.31 foram obtidos em modelos de recirculação por tubo externo com 1,80m de altura total e com 4 relações diferentes entre as áreas de descida e subida, variando entre 0,11 e 0,69. A curva com relação nula entre as áreas refere-se a uma coluna de bolhas, ou seja, sem recirculação. A figura 3.32 apresentou os resultados de KLa em função da potência injetada para reatores de tubos concêntricos, com circulação

interna e 1,80m de altura.

A tabela 3.16 apresenta um resumo de valores de KLa em função da velocidade

superficial do ar obtidos por diversos autores.

Tabela 3.16: Valores de KLa em função da velocidade superficial do ar.

Fonte: Lertpocasombut, (1991).

Referência Velocidade Superficial do ar(cm/s) KLa (s-1) OBS

0,16 0,0022 0,28 0,0040 Lertpocasombut, 1991 0,53 0,0073 0,5 0,0100 Água limpa 1 0,0200 Água limpa 1,5 0,0300 Água limpa 2 0,0350 Água limpa Bigot,1990 2,5 0,0500 Água limpa 2,4 0,0650 Água limpa 3,2 0,0250 Ryhiner et al.,1988 4,1 0,0350

Na tabela 3.17 observa-se valores de KLa em função da velocidade superficial do ar

em duas regiões diferentes do reator (sedimentador e tubo de aeração), obtidos por Alberte (2003). Este experimento foi conduzido em um reator aeróbio de leito fluidizado com tubos concêntricos.

Tabela 3.17: Valores dos coeficientes de transferência de oxigênio, KLa (s-1) em duas diferentes regiões do

reator “air-lift” Fonte: Alberte, (2003)

Velocidade Superficial (cm/s) KLa (s-1) (sedimentador) KLa (s-1) (tubo aeração) 0,31 0,000056 0,000833 0,62 0,00006 0,001017 0,93 0,000061 0,001089 1,24 0,000217 0,001283 1,55 0,000544 0,001500 1,86 0,000525 0,001333

3.5. Modelos Hidrodinâmicos

O desenvolvimento de modelos hidrodinâmicos que descrevam o comportamento hidráulico dos reatores é essencial para otimizar sua utilização nos diversos ramos da biotecnologia e tratamento de águas residuárias.

Heijnen et al. (1997) basearam seu modelo sobre reatores em escala reduzida operando no regime III, na tentativa de reproduzir o comportamento em escalas industriais. Neste trabalho Heijnen desenvolve seu modelo sobre o balanço de quantidade de movimento. O modelo pode ser utilizado em um sistema bifásico (gás – líquido) podendo ser estendido para um sistema trifásico (gás-líquido-sólido).

Existem poucos trabalhos tratando de modelos nos regimes I e II em escalas industriais. O que causa certo distanciamento em retratar modelos nos dois primeiros regimes são as instabilidades que podem ocorrer quando vazões muito baixas são empregadas. Do ponto de vista do tratamento biológico, a operação dos reatores no regime II pode trazer vantagens no processo de desnitrificação.

Além das equações baseadas no balanço da quantidade de movimento, outros autores como Hwang e Cheng (1997), Gavrilescu e Tudos (1998), Garcia – Calvo et al. (1999), têm realizado seus equacionamentos sobre o balanço de energia fixando como volume de controle o tubo interno ou tubo externo.

A maioria desses modelos, entretanto, necessita de expressões adicionais que correlacionem as frações volumétricas de gás e a presença de sólidos no tubo interno / externo. A predição destas frações em reatores que configuram o sistema air-lift é muito difícil porque são fortemente dependentes da geometria (Heijnen et al., 1997).

Chisti e Moo-Young (1993) usaram uma relação empírica para a fração de gás no tubo interno, combinada com uma expressão muito simples para predizer a fração de gás no tubo externo, comparando isto a 90% da fração no tubo interno. Sua relação, segundo Heijnen et al. (1997), não apresenta uma expressão adicional para o aumento da fração de gás no tubo interno como resultado da recirculação, ficando apenas válida no regime II.