CAP4-GV-CRC-CTEMMEI

Prévia do material em texto

Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.1
CAPÍTULO 4 
 
CALDEIRAS DE VAPOR CONVENCIONAIS E DE RECUPERAÇÃO 
 
Electo Eduardo Silva Lora 
Felipe Raúl Ponce Arrieta 
Fernando Calife Bessa 
 
4.1 - INTRODUÇÃO ................................................................................................................... 1 
4.2 - CRITÉRIOS PARA CLASSIFICAÇÃO DAS CALDEIRAS DE VAPOR ....................... 4 
4.3 - ESTEQUIOMETRIA DA COMBUSTÃO ........................................................................ 16 
4.4 - BALANÇO TÉRMICO, EFICIÊNCIA E CÁLCULO TÉRMICO .................................. 22 
4.5 - SISTEMAS DE COMBUSTÃO: FORNALHAS E QUEIMADORES ............................ 32 
4.6 - CARACTERÍSTICAS CONSTRUTIVAS DOS DISPOSITIVOS E SUPERFÍCIES 
DA CALDEIRA ................................................................................................................ 44 
4.7 - VENTILADORES E SOPRADORES DE FULIGEM ..................................................... 50 
4.8 - CORROSÃO NAS SUPERFÍCIES DE AQUECIMENTO E TRATAMENTO 
QUÍMICO INTERNO ....................................................................................................... 56 
4.9 - EXEMPLOS DE CALDEIRAS INDUSTRIAIS .............................................................. 60 
4.10 - CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO DE CALOR: CLASSIFICAÇÃO E 
CARACTERISTICAS CONSTRUTIVAS ....................................................................... 67 
4.11 - CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO: PROJETO, SELEÇÃO DO PINCH POINT E 
TEMPERATURAS DE APROXIMAÇÃO. ..................................................................... 71 
4.12 - EFICIÊNCIA DE CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO ................................................... 78 
4.13 - REFERÊNCIAS ................................................................................................................ 82 
4.1 - INTRODUÇÃO 
Neste capítulo são apresentadas as caldeiras de vapor convencionais e de recuperação de 
calor, que geram vapor para uso industrial ou para geração termelétrica, com atenção voltada 
para uma descrição dos componentes principais, funcionamento, eficiência térmica e problemas 
de manutenção. Na parte final, atenção especial é dedicada às caldeiras de recuperação utilizadas 
nas centrais termelétricas de ciclo combinado. 
Pode-se definir como caldeira de vapor todo equipamento que, utilizando a energia 
química liberada durante a combustão de um combustível, promove a mudança de fase da água 
do estado líquido para o de vapor a uma pressão maior que a atmosférica. O vapor resultante é 
utilizado para o acionamento de máquinas térmicas, para a geração de potência mecânica e 
elétrica, assim como para fins de aquecimento em processos industriais. Na Figura 4.1, a caldeira 
de vapor é mostrada na sua forma mais simples, ressaltando-se a presença dos dois componentes 
principais: a fornalha (onde ocorre a queima do combustível) e superfícies de aquecimento, onde 
ocorre troca de calor dos gases quentes com o fluído de trabalho (água, mistura de água vapor, 
vapor ou ar). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.2
 
 
Figura 4.1 - Esquema simplificado de uma caldeira de vapor. 
4.1.1 - Histórico 
A Figura 4.2 apresenta, de maneira esquemática, as partes básicas e um histórico referente 
às etapas do desenvolvimento das caldeiras a vapor. 
 
 
 
 
 
Figura 4.2 - Histórico das caldeiras a vapor. 
1- Tambor; 2- Fornalha; 3- Feixe de tubos; 4- Cabeçote; 4- Coletores; 6- Tubos alimentadores; 7- 
Superaquecedor; 8- Economizador; 9- Pré-aquecedor de ar. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.3
Uma das caldeiras mais antigas de que se tem registro, data do século XVIII (1700), 
consistindo de um único tambor ou balão, com a fornalha localizada na sua parte inferior e a 
chama aquecendo diretamente o tambor (Figura 4.2a). Em 1740 surgem as caldeiras de tubos de 
fogo, onde se tem a combustão acontecendo no interior de tubos imersos no volume de água do 
tambor, o que permite aumentar a eficiência de utilização do combustível (Figura 4.2b). Na 
mesma época surgem as caldeiras de tubos de fogo e gás. Nestas caldeiras, visando aumentar a 
área de transferência de calor e a eficiência, os gases quentes saem da fornalha e passam pelo 
interior de um feixe de tubos também localizado no interior do volume de água do tambor 
(Figura 4.2c). A capacidade e pressão deste tipo de caldeira são limitadas pelo diâmetro e 
resistência do tambor. A solução deste problema veio com as caldeiras de tubos de água, mais 
tarde denominadas de caldeiras aquotubulares. Em 1788 James Ramsey constrói uma primeira 
caldeira com tubos de água inclinados (Figura 4.2d). Neste tipo de caldeira os gases de 
combustão circulam pelo lado externo dos tubos e a água e o vapor pelo interior dos mesmos. 
Em 1846 Stephen Wilcox requereu a patente de uma caldeira de tubos de água verticais com 
maiores superfícies de troca de calor e maior circulação de água (Figura 4.2e). Em 1866, Stephen 
Wilcox e George Herman Babcock unem-se, formando a empresa Babcock & Wilcox Company. 
As caldeiras, que até então possuíam tubos de água inclinados, passaram a ter tubos verticais, a 
semelhança das atuais caldeiras modernas, como é mostrado na Figura 4.2f. Novos projetos em 
caldeiras também são importantes de serem citados, tais como as caldeiras de leito fluidizado 
circulante (Figura 4.3), as caldeiras de circulação contínua de pequenas capacidades e as 
caldeiras JAFI (Jaggy Fireball) a gás natural (Figura 4.4). 
 
 
 
Figura 4.3 - Caldeira de leito fluidizado circulante. 
1- Tambor; 2- Fornalha; 3- Evaporador; 4- Ciclone separador; 4- Superaquecedor; 6- 
Economizador; 7- Aquecedor de ar. 
 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.4
 
(a) 
 
Queimador Tubos de água
Bolas de fogo Jaggy
 
 
(b) 
 
Figura 4.4 – Projetos atuais de caldeiras a vapor. 
a) Caldeira de circulação contínua de pequena capacidade; b) Caldeira tipo Jaggy Fireball para a 
queima de gás natural (Ishigai, 1999). 
 
4.2 - CRITÉRIOS PARA CLASSIFICAÇÃO DAS CALDEIRAS DE VAPOR 
As caldeiras de vapor são classificadas atendendo os seguintes critérios: 
• Aplicação principal; 
• Disposição relativa dos gases e do fluido de trabalho; 
• Força motriz para circulação do fluido de trabalho; 
• Nível de pressão de operação; 
• Tipo de combustível ou fonte de calor; 
• Tecnologia de combustão; 
• Tiragem de ar e gases de combustão; 
• Disposição da fornalha e superfície de aquecimento. 
 
4.2.1- Atendendo à aplicação principal 
As caldeiras de vapor podem ser preliminarmente classificadas de acordo com sua 
aplicação principal, atendendo basicamente os setores: 
• Termelétrico (centrais termelétricas); 
• Industrial e Terciário; 
• Naval. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.5
As caldeiras de vapor utilizadas nas centrais termelétricas são geralmente projetadas para 
operarem com vapor superaquecido na faixa de 400 a 560 °C. Pressões típicas variam na faixa de 
6 a 18 MPa, podendo chegar a pressões supercríticas de até 34 Mpa e caldeiras atuais operam 
com capacidades que variam entre 200 e 4000 t/h, ou mais, dependendo do porte da central de 
vapor. 
Na indústria as caldeiras de vapor operam com pressão do vapor geralmente inferiores a 2 
MPa, desde que utilizadas para fins térmicos. No caso de centrais de vapor, as caldeiras são 
projetadas para operar com pressões entre 2,0 e 8,0 MPa, e as temperaturas típicas estão na faixa 
de 340 a 440 °C. As capacidades de geração comumente encontradas variam na faixa de 40 a 
140 t/h de vapor, embora existam menores. 
4.2.2- Atendendo à disposição relativa dos gases e do fluido de trabalho 
Atendendo o critério de classificação relativo à circulação dos gases, as caldeiras podem 
ser de dois tipos: 
• Flamotubulares; 
• Aquotubulares. 
 
Nas caldeiras chamadas de flamotubulares, também conhecidas como pirotubulares, os 
gases fluem por dentrode tubos imersos em água. Este tipo de caldeira é frequentemente usado 
em aplicações de pequeno porte como: indústrias, lavanderias e aquecimento distritais. São 
caldeiras com capacidade de produção de vapor geralmente até 20 t/h. Em geral são usadas em 
operações que necessitem de vapor saturado. 
Nas caldeiras aquotubulares (Figura 4.5), ao contrário das flamotubulares, a água circula 
pelo interior dos tubos e os gases trocam calor com a água através da parede dos mesmos. As 
superfícies de troca de calor das caldeiras aquotubulares são arranjadas em forma de um 
conjunto de tubos verticais (chamados de paredes de água) revestindo a fornalha, bem como de 
superfícies radiantes e convectivas dispostas no canal de passagem dos gases de combustão. Nas 
paredes de água a transferência de calor é predominantemente por radiação. 
 
 
 
Figura 4.5 - Esquema de uma caldeira aquotubular. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.6
 
As caldeiras aquotubulares são empregadas nas centrais termelétricas e indústrias que 
consomem grandes quantidades de vapor ou que necessitem de vapor superaquecido. A taxa de 
produção de vapor por área de troca de calor é maior que nas caldeiras flamotubulares. 
4.2.3- Atendendo à força motriz de circulação do fluido de trabalho. 
Atendendo ao critério de classificação relativo à circulação do fluido de trabalho, as 
caldeiras podem ser de três tipos: 
• De circulação natural; 
• De circulação forçada; 
• De passe único. 
 
Nas caldeiras de circulação natural, a circulação do fluido de trabalho pelo interior dos 
tubos ocorre devido à diferença de densidade da água líquida e a mistura água-vapor, como se 
mostra ilustrado na Figura 4.6. 
A circulação natural pelas paredes de água e feixes tubulares, é garantida utilizando tubos 
de grande diâmetro e com inclinações recomendadas, a fim de evitar problemas de circulação. É 
comum, na prática, utilizar tubos de 40 mm de diâmetro com espessura de 4 mm para caldeiras 
de pequeno e médio porte. 
 
 
 
Figura 4.6 - Esquema ilustrativo do princípio da circulação natural. 
 
A absorção de calor faz com que à determinada altura, ‘hecon’, nos tubos ascendentes, 
comece o processo de evaporação (ponto ‘a’). Acima deste ponto a evaporação é intensa e tem-
se uma mistura de água e vapor com densidade ‘ρM ’. A coluna de água nos tubos descendentes, 
com densidade ‘ρa ’, tem um peso maior que a coluna de mistura água-vapor nos tubos 
evaporadores, o que provoca a circulação natural. 
A carga motriz de circulação calcula-se como: 
 
 )hh(gghS Mevapeconamotriz ρ⋅+ρ′⋅⋅−ρ⋅⋅= (4.1) 
 
sendo 
 
 ρ′′⋅ϕ+ρ′⋅ϕ−=ρ )1(M (4.2) 
 
onde: 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.7
 
Smotriz - Carga motriz de circulação 
ϕ - Valor médio do conteúdo real de vapor; 
ρ′ - Densidade da água à temperatura de saturação; 
ρ′′ - Densidade do vapor à temperatura de saturação. 
aρ - Densidade da água nos tubos descedentes. 
 
A carga motriz ‘S’ terá que superar a resistência hidrodinâmica imposta pelo circuito 
(tubos descendentes e evaporadores). Tem-se, então: 
 
 descevapmotriz ppS ∆+∆= (4.3) 
 
O ponto de operação do circuito de circulação natural, que corresponde à velocidade de 
circulação wo, pode ser determinado graficamente segundo a Figura 4.7. Em outras palavras a 
operação do circuito de circulação só é possível no ponto em que descutil pS ∆= 
 
 descevapmotrizutil ppSS ∆=∆−= (4.4) 
 
 
 
Figura 4.7 - Determinação do ponto de operação de um circuito de circulação natural. 
 
As caldeiras aquotubulares de circulação forçada são geralmente construídas com paredes 
de água e um único tambor separador (vapor-líquido), como é mostrado na Figura 4.8. A água é 
continuamente movimentada por bombas de recirculação. São projetadas para trabalhar até 
pressões próximas à pressão crítica da água. As bombas de recirculação eliminam a exigência em 
relação à seleção dos tubos, permitindo diâmetros menores do que o diâmetro dos tubos 
utilizados nas caldeiras com circulação natural. Não há exigências com relação à disposição 
vertical ou inclinada dos tubos. Tudo isto resulta em caldeiras mais compactas. Com tubos 
menores há economia de material e melhor eficiência na troca de calor com os gases de 
combustão. São comuns tubos de diâmetros na faixa de 24 a 34 mm. 
 
 
 
Figura 4.8 – Esquema simplificado do circuito do fluido de trabalho numa caldeira de circulação 
forçada com bomba de recirculação (Bazzo, 1994). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.8
 
As caldeiras de passe único foram projetadas inicialmente para atender usinas termelétricas 
de alta potência. A água é forçada pela bomba de alimentação a passar uma única vez pela 
tubulação, como mostrado na Figura 4.9. Não há recirculação da água 
 
 
 
Figura 4.9 - Esquema simplificado do circuito do fluido de trabalho numa caldeira de passe único 
(Bazzo, 1995). 
 
A primeira aplicação comercial de uma caldeira de passe único foi realizada em 1923 por 
Mark Benson, inventor de nacionalidade tcheca. Porém, falhas nas tubulações obrigaram Benson 
a operar a caldeira com pressões inferiores à pressão crítica do vapor. Segundo Smith (1996), 
não havia tecnologia disponível na época em termos de resistência dos materiais e tratamento 
químico da água. A Siemens adquiriu os direitos de comercialização e desenvolveu a tecnologia 
Benson de caldeiras. 
A Siemens tem construído perto de 1000 caldeiras Benson, aproximadamente 300 com 
paredes de água em espiral (Figura 4.10a) e 600 com as paredes de água em arranjo vertical 
(Figura 4.10b). Tubos internamente aletados têm sido utilizados na montagem das paredes de 
água, com a finalidade de manter o resfriamento adequado dos tubos em diferentes condições 
operacionais. 
 
 
 
Figura 4.10 – Esquema simplificado ilustrando duas caldeiras com tecnologia Benson: 
a) Com paredes d’água dispostas em espiral; b) Com paredes d’água vertical. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.9
 
Franke e Wittchow (1997) sugerem a aplicação de tecnologia Benson de caldeiras como a 
mais adequada para centrais termelétricas a carvão mineral. Com a passagem para condições 
supercríticas do vapor (por exemplo de 16,7 MPa /438/438 °C para 24,0/466/466 °C) consegue-
se reduzir o consumo específico de carvão mineral de 294,9 g/kWh para 283,3 g/kWh, 
representando uma redução de 4 %. Para uma central de 1320 MW, que consome carvão com 
PCI de 24 MJ/kg, isso representa uma economia anual de 116000 toneladas de carvão. 
4.2.4- Atendendo ao nível de pressão de operação 
Atendendo ao critério relacionado com o nível de pressão, as caldeiras podem ser 
classificadas em: 
• Caldeiras de vapor de baixa e média pressão (< 10 MPa), geralmente do tipo industrial, 
com feixe de convecção e sem reaquecedor; 
• Caldeiras de vapor de alta pressão (10 - 16 MPa), utilizadas nas centrais termelétricas, 
com circulação natural e com reaquecedor; 
• Caldeiras de vapor de pressão super alta (> 17 MPa), utilizadas nas centrais termelétricas, 
com circulação forçada e reaquecedor; 
• Caldeiras de vapor de pressão supercrítica (> 22,1 MPa), utilizadas nas centrais 
termelétricas, projetadas para operar em passe único e com reaquecedor; 
• Caldeiras de vapor com pressão deslizante. 
 
A operação em pressão deslizante consiste em operar a cargas parciais em uma pressão de 
vapor menor que a nominal. A operação com pressão deslizante tem como objetivo principal 
reduzir perdas nas válvulas de admissão da turbina quando se opera a cargas parciais. De acordo 
com Barcikowgki (1992) a operação com pressão deslizante apresenta as seguintes vantagens: 
• Variação mínima da temperatura da carcaça do primeiro estágio da turbina durante a 
operação a cargas parciais; 
• Melhoria na eficiência do ciclo térmico, como resultado do menor consumo de energia na 
bomba de alimentação. 
 
O nível de pressão define a percentagem média de calor absorvido pelas diferentessuperfícies de aquecimento da caldeira. A Figura 4.11 ilustra tal afirmação. 
 
 
 
Figura 4.11 - Distribuição de calor absorvido na caldeira em função da pressão (K. Strauβ, 1998). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.10
Nas caldeiras com pressões maiores que 10,0 MPa, mais da metade do calor transfere-se 
nas superfícies evaporativas. Estas caldeiras com superfícies evaporativas são caracterizadas por 
possuírem, além de paredes de água, um feixe tubular convectivo bem desenvolvido. A 
superfície superaquecedora é relativamente pequena. Na medida que a pressão aumenta, desde 
10,0MPa até aproximadamente 17,0MPa, a necessidade de superfície evaporativa é cada vez 
menor, e há um aumento da superfície destinada ao superaquecimento do vapor. Assim, estas 
caldeiras possuem como superfícies de evaporação somente paredes de água na fornalha, 
enquanto a superfície superaquecedora tem seções radiantes, semi-radiantes e convectivas. Para 
pressões maiores de 170 bar há necessidade de reaquecimento intermediário. Para a condição 
supercrítica (>22,0MPa) já não há necessidade de superfície evaporativa. Este comportamento 
pode ser facilmente observado pelas linhas isobáricas correspondentes às diferentes pressões de 
operação indicadas no diagrama ‘T-s’ (Figura 4.12). Observa-se que numa caldeira que opera a 
alta pressão (Processo 2), a quantidade de energia requerida para a evaporação é muito menor 
que numa caldeira de baixa pressão (Processo 1). Pode-se também observar que não existe uma 
mudança de fase definida em caldeiras que operam na região supercrítica (Processo 3). 
 
 
 
Figura 4.12 - Diagrama ‘T-s’ esquemático de isóbaras mostrando as linhas isobáricas para 
caldeiras operando em baixa pressão (Processo 1), alta pressão (Processo 2) e pressão supercrítica 
(Processo 3). 
4.2.5- Atendendo ao tipo de combustível ou fonte de calor 
Neste critério de classificação, as caldeiras podem ser agrupadas de acordo com o tipo de 
fornalha, para queima de combustíveis: 
• Sólidos como carvão mineral, biomassa e resíduos sólidos urbanos; 
• Líquidos como óleo combustível e óleo diesel; 
• Gasosos como gás natural, gás de processo e calor residual. 
 
O tipo de combustível determina as características construtivas e volume da fornalha. Uma 
caldeira projetada para a queima de óleo combustível ou gas, não pode ser utilizada para a 
queima de carvão sem ser modificada. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.11
4.2.6- Atendendo à tecnologia de combustão 
Atendendo ao critério relacionado com o processo de combustão, as caldeiras podem ser 
classificadas como (Figura 4.13): 
• De grelha fixa e ou grelha rotativa, para queima de biomassa ou resíduos agro-industriais 
em caldeiras de pequeno porte; 
• De queima em suspensão, para queima de combustível sólido pulverizado, óleo 
combustível e gás natural; 
• Leito fluidizado (borbulhante ou circulante), para queima de combustíveis sólidos em 
geral. No Brasil esta tecnologia é utilizada para a queima de resíduos de cortiça de árvores 
na indústria de papel e celulose. 
 
 
 
Figura 4.13 – Atendendo à tecnologia de combustão. 
4.2.7- Atendendo ao processo de tiragem do ar e gases de combustão. 
Levando em conta o critério de tiragem do ar e dos gases de combustão, as caldeiras 
podem ser classificadas como: 
• Tiragem natural, criada por efeito exclusivo da chaminé, suficiente para garantir 
suprimento de ar e remover os gases de exaustão. A tiragem natural é típica de caldeiras 
antigas de pequena capacidade e com pouca superfície convectiva; têm como desvantagem 
a influência das condições climáticas e da pressão atmosférica; 
• Tiragem forçada, exercida por sopradores na entrada da fornalha, fornecendo ar sob 
pressão para combustão e facilitando a remoção dos gases pela chaminé; a potência 
necessária para operar tais sopradores varia entre 4 a 6% da capacidade da caldeira; 
• Tiragem induzida, garantida por ventiladores de exaustão que geram uma pressão 
ligeiramente negativa no interior da fornalha.; 
• Tiragem balanceada, como resultado da combinação de tiragem forçada com tiragem 
induzida; o ventilador de tiragem induzida normalmente é de maior capacidade que o de 
tiragem forçada, devido ao volume de gases de exaustão ser maior do que o volume de ar. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.12
 
Na Figura 4.14 são apresentadas as diferentes alternativas de organização do fornecimento 
de ar e exaustão dos gases de combustão. Entenda-se que a tiragem tem como finalidade suprir a 
quantidade de ar necessária para queima do combustível e forçar a circulação dos gases por todas 
as superfícies de troca de calor até serem exauridos pela chaminé. A Figura 4.15 mostra a 
variação do valor da pressão nos dutos de ar e gases de uma caldeira para o caso de tiragem 
forçada e balanceada. Observa-se que no caso da tiragem balanceada a pressão no interior da 
caldeira é menor que a atmosférica, o que evita saída de chama e gases, mais ao mesmo tempo 
provoca infiltrações de ar. Um esquema da movimentação do ar e gases de combustão nos dutos 
de uma caldeira com tiragem balanceada é apresentado na Figura 4.16. Mostra-se no mesmo a 
recirculação de gases que tem como objetivo controlar a temperatura do vapor e reduzir as 
emissões de óxidos de nitrogênio. 
 
 
 
Figura 4.14 - Configurações típicas das caldeiras de vapor atendendo ao processo de tiragem. 
 
 
 
Figura 4.15 - Valor da pressão em diferentes pontos dos dutos de ar e gases de uma caldeira a 
vapor. 
a) Com tiragem forçada, b) Com tiragem balanceada. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.13
 
 
 
Figura 4.16 - Esquema da movimentação do ar e dos gases de combustão numa caldeira para a 
queima de gás natural e óleo combustível. 
1- Fornalha, 2- Duto horizontal de gases, 3- Queimadores, 4- Pre-aquecedor de ar regenerativo, 5- 
exaustor, 6- Tubulação de sução do soprador, 7- Soprador, 8- Duto de recirculação do ar quente, 9- 
Ventilador para a recirculação dos gases de combustão. 
4.2.8- Atendendo à disposição da fornalha e superfície de aquecimento 
Na Figura 4.17 são apresentadas configurações típicas para caldeiras classificadas 
seguindo critério da disposição da fornalha e superfícies de aquecimento. Nas caldeiras 
modernas a configuração mais comum é em forma de Π. A configuração da Figura 4.17b é típica 
dos casos em que se instala um aquecedor de ar regenerativo. 
 
 
 
Figura 4.17 – Configurações típicas para as caldeiras, atendendo a disposição da fornalha e 
superfícies de aquecimento. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.14
4.2.9- Componentes principais de uma caldeira aquotubular 
Na Figura 4.18 são apresentados os principais componentes de uma caldeira aquotubular 
utilizada em centrais termelétricas. 
 
 
 
Figura 4.18 - Componentes principais de uma caldeira aquotubular para queima de combustível 
sólido (Adaptado de Bazzo, 1995). 
 
Os principais componentes de uma caldeira de vapor são: 
• Tambor separador ou tubulão: corpo cilíndrico de aço que recebe a água de alimentação. O 
tambor tem como função a acumulação de um certo volume de água, garantir a pureza do 
vapor mediante extrações e tratamento químico interno e separar o vapor do líquido, 
permitindo que apenas vapor saturado saia para os superaquecedores.do tambor superior a 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.15
água é distribuída para as paredes de água e feixe tubular convectivo, durante o seu retorno 
para o tambor ocorre a mudança de fase de parte da água em vapor; As caldeiras 
aquotubulares de pequena e média capacidade podem possuir um ou dois tambores a mais, 
conectados por feixes tubulares; 
• Coletor inferior: corpo cilíndrico de aço, de menor diâmetro que o tambor separador, com a 
função de distribuir a água pelos tubos da caldeira; 
• Fornalha: local da caldeira onde acontece a queima do combustível.• Paredes de água: tubos que interligam o tambor superior aos coletores inferiores revestindo 
a parte interior das paredes da fornalha, onde ocorre a mudança de fase da água líquida 
para vapor, sendo denominada também de superfície evaporadora. A troca de calor ocorre 
por radiação e convecção com os gases de combustão; 
• Superaquecedor: trocador de calor localizado após a câmara de combustão, com a função 
de superaquecer o vapor proveniente do tambor; os tubos do superaquecedor trabalham em 
condições térmicas mais severas que os demais tubos da caldeira, uma vez que a 
capacidade de resfriamento do vapor é menor que a da água; é no superaquecedor que se 
tem a maior temperatura do fluído de trabalho. No caso da caldeira da Figura 4.16, há três 
etapas de superaquecimento: duas convectivas, localizadas no duto vertical de saída dos 
gases onde predomina a troca de calor por convecção, e uma etapa final na saída da 
fornalha, geralmente designada por superaquecedor radiante. O vapor saturado proveniente 
do tambor separador, passa sucessivamente pela primeira e segunda etapas de 
superaquecimento convectivo e finalmente pelo superaquecedor radiante; 
• Economizador ou aquecedor da água de alimentação. É um trocador de calor com a função 
de aquecer a água de alimentação antes de sua entrada no tambor; os economizadores 
utilizam a energia residual dos gases de combustão, resultando num aumento da eficiência 
da caldeira. São constituídos por um feixe de tubos com coletores nas extremidades, 
podendo ser construídos de tubos lisos ou aletados. Apresentam problemas operacionais de 
corrosão e acúmulo de cinzas; 
• Pré-aquecedor de ar: trocador de calor cujo objetivo é elevar a temperatura do ar utilizado 
na combustão, recuperando desta forma uma parte da energia residual dos gases de 
combustão; a injeção de ar quente na fornalha acelera os processos de secagem, 
desvolatilização e ignição do combustível. 
 
Os pré-aquecedores de ar são classificados em tubulares e regenerativos: Pré-aquecedores 
tubulares são constituídos por feixes de tubos fixados em espelhos. Os gases circulam pelo 
interior dos tubos e o ar externamente. Pré-aquecedores regenerativos são constituídos de 
elementos metálicos agrupados em blocos, que seguindo movimento de rotação transferem o 
calor dos gases de exaustão para o ar utilizado no processo de combustão. 
O maior problema operacional dos pré-aquecedores de ar é a corrosão, devido à presença de 
SOx e eventual formação de ácido sulfúrico nos gases de exaustão. Para minimizar este 
problema, deve-se garantir a operação do pré-aquecedor de ar a temperaturas superiores ao ponto 
de orvalho e utilizar materiais resistentes à corrosão. 
O gráfico que mostra a relação entre a variação da temperatura dos fluidos de trabalho (gases 
de combustão, água, vapor e ar) e a quantidade de calor cedida no processo de transferência (por 
unidade de combustível) denomina-se diagrama térmico (Figura 4.19). Na parte inferior da 
figura é apresentado o esquema térmico da caldeira, no qual indica-se as diferentes superfícies 
existentes, o sentido de movimentação dos diferentes fluídos de trabalho, e os pontos de controle 
da temperatura do vapor.. 
 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.16
 
Figura 4.19 - Diagrama e esquema térmico de uma caldeira de circulação natural de alta pressão. 
4.3 - ESTEQUIOMETRIA DA COMBUSTÃO 
As reações químicas que se verificam no processo de combustão, escritas na base molar, 
são as seguintes: 
• Combustão do carbono: 
 
 kmolMJ6,406COOC 22 +→+ (4.5) 
 
Na base mássica, 12 kg de carbono reagem com 32 kg de oxigênio, formando 44 kg de 
dióxido de carbono e liberando 406,6 MJ/kmol; 
• Combustão do hidrogênio: 
 
 kmolMJ08,571OH2OH2 222 +→+ (4.6) 
 
Na base mássica, 4 kg de hidrogênio reagem com 32 kg de oxigênio, formando 36 kg de 
água e liberando 571,08 MJ/kmol; 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.17
• Combustão do enxofre: 
 
 kmolMJ47,29SOOS 22 +→+ (4.7) 
 
Na base mássica, 32 kg de enxofre reagem com 32 kg de oxigênio, formando dióxido de 
enxofre e liberando 29,47 MJ/kmol; 
• Combustão do metano: 
 
 kmolMJ0,978OH2COO2CH 2224 ++→+ (4.8) 
 
Na base mássica, 16 kg de metano necessitam de 64 kg de oxigênio, formando 44 kg de 
dióxido de carbono e liberando 978,0 MJ/kmol. 
4.3.1 - Reação de combustão completa 
A combustão é completa quando os elementos químicos presentes no combustível reagem 
totalmente com o oxigênio, com a máxima liberação de calor. Não há oxigênio nos produtos da 
combustão. As equações (4.5) até (4.8) são exemplos de reações químicas de combustão 
completa. 
4.3.2 - Reação de combustão com excesso de oxigênio 
É aquela na qual a proporção entre combustível e oxigênio permite que todo combustível 
seja queimado e ainda exista oxigênio nos gases de combustão; por exemplo: 
 
 CalorOCOO2C 222 ++→+ (4.9) 
4.3.3 - Reação de combustão com falta de oxigênio 
A combustão com falta de oxigênio é sempre uma reação incompleta. A quantidade de 
calor liberada neste caso é menor,refletindo em perda de energia e redução da eficiência das 
caldeiras. Um exemplo de reação incompleta é: 
 
 CalorCOO
2
1
C 2 +→+ (4.10) 
 
A combustão resultou incompleta pois se houvesse mais oxigênio a queima do ‘CO’ 
resultaria no produto final ‘CO2’. A quantidade de oxigênio (ou ar) requerida para a combustão 
completa, determinada a partir do balanço de massa das equações químicas de combustão, se 
denomina quantidade estequiométrica. 
4.3.4 - Reações de combustão com o ar atmosférico 
O ar atmosférico é a fonte mais barata que existe para obtenção do oxigênio necessário 
para a combustão. Do ponto de vista práticos, pode se considerar que o ar está composto, em 
base molar, por 79 % de N2 e 21 % de O2, sendo que a relação entre estes componentes é de 3,76 
de moles de N2 para 1 mol de O2. A reação de combustão completa do carbono com ar 
atmosférico escreve-se como: 
 
 CalorN76,3CON76,3OC 2222 ++→++ (4.11) 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.18
 
A temperaturas menores que 1300 °C, as moléculas de nitrogênio do ar não participam da 
reação de combustão, e sim dificultam o contato das moléculas de oxigênio com as moléculas de 
combustível. Com a sequência da reação se tem o aumento do número de moléculas de 
nitrogênio, aparecendo também como produtos CO2, H2O e SO2 o que dificulta ainda mais o 
contato entre os reagentes. Na prática, a combustão só será completa com ar em excesso, em 
relação com o ar estequiometricamente necessário. Combustíveis gasosos queimam com menor 
excesso de ar. Na queima de combustíveis líquidos ou sólidos, onde as diferentes etapas de 
combustão acontecem na superfície de gotas ou partículas, a quantidade de ar em excesso 
requerida é ainda maior. 
A combustão incompleta causada por insuficiência de ar implicará em desperdício de 
combustível, que pode ser identificada por diversos indicadores, tais como: 
• Presença de CO, H2 e CH4 nos gases de combustão; 
• Presença de partículas com fração considerável de carbono não queimado (fuligem ou 
“fumaça negra”); 
• Diminuição da temperatura na fornalha. 
A reação de combustão de um combustível ‘C’, sólido ou líquido, com ar, pode ser 
representada segundo o esquema: 
 
 ( ) ( ) ( ) ( )
4342144444 344444 2144 344 214444 34444 21
43
42
2
222
1
2222 CinzasFuligemCHHCOOHONNOHSOCOArC +++++++++++=+ (4.12) 
 
Cada um dos grupos numerados na equação (4.12) corresponde-se com: 
• Grupo 1: Produtos da oxidação completa; 
• Grupo 2: Ar em excesso e, a umidade do combustível e do ar; 
• Grupo 3: Produtos gasosos e sólidos (fuligem) de combustão incompleta; 
• Grupo 4: Fração mineral não combustível (cinzas). 
4.3.5 - Conceitos relacionados com a combustão 
A combustão estequiométrica ou teórica é aqui designada pelo superescrito ‘0’. Assim para 
a combustão estequiométrica tem-se: 
 
 ( ) 0g0a3 VVlcombustivedeNm1oukg1 →+ (4.13) 
 
Nocaso de combustão real, escreve-se: 
 
 ( ) aa3 VVlcombustivedeNm1oukg1 →+ (4.14) 
 
É evidente que: 
 
 0aa VV > (4.15) 
 
O coeficiente de excesso de ar será expresso por: 
 
 
0
a
a
V
V
 =α (4.16) 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.19
Nas equações acima, tem-se: 
0
aV - Volume de ar teórico, correspondente a quantidade de ar mínima necessária para a 
combustão completa de 1 kg de combustível; é calculado a partir das reações de combustão 
dos elementos que compõem o combustível; 
aV - Volume de ar real, correspondente a quantidade de ar necessária para a combustão 
completa de 1 kg de combustível; 
α- Coeficiente de excesso de ar, referido seu valor, geralmente, na saída da fornalha; 
0
gV - Volume de gases gerados durante a combustão de 1 kg de combustível para α = 1,0; 
gV - Volume de gases gerados durante a combustão de 1 kg de combustível para α > 1,0. 
 
O coeficiente de excesso de ar ‘α’ depende do tipo e características do combustível, assim 
como da tecnologia de combustão utilizada (tipo de fornalha). Por exemplo, durante a queima de 
combustíveis sólidos, o excesso de ar requerido (15-30 %) é maior que para a queima de 
combustíveis líquidos (2-10 %) e ou gasosos (5-10 %) /Kuznetsov et al, 1977/. Da mesma forma, 
o combustível sólido finamente pulverizado, queimado em suspensão, necessita de um excesso 
de ar menor que triturado, queimado sobre grelha. O coeficiente de excesso de ar é determinado 
a partir dos dados da composição dos produtos da combustão e da composição elementar do 
combustível. Na seqüência apresentam-se as equações para o cálculo de ‘ 0aV ’, ‘
0
gV ’, ‘ gV ’ e, 
ainda, da entalpia dos gases ‘hg’ durante a combustão de um kg de combustível. Nestas equações 
‘C t’, ‘H t’, ‘S t’, ‘O t’,‘W t’ e ‘Nt’ representam as frações mássicas dos diferentes elementos na 
composição elementar do combustível, em base úmida e expressas em porcentagem. Os valores 
de ‘Va’ e ‘V g’ constituem a base para a seleção dos ventiladores de tiragem forçada e induzida 
numa caldeira a vapor. 
Para combustíveis sólidos e líquidos tem-se: 
 
 tttt0a O0333,0H265,0)S375,0C(0889,0V ⋅−⋅+⋅+⋅= , Nm
3/kg (4.17) 
 
 0 OH
0
NOR
0
g 222
VVVV ++= , Nm3/kg (4.18) 
 
onde: 
 
 )S375,0C(01866,0VVV tt0OS
0
OCOR 222
⋅+⋅=+= , Nm3/kg (4.19) 
 
O volume teórico de nitrogênio é calculado como: 
 
 t0a
0
N N008,0V79,0V 2 ⋅+⋅= , Nm
3/kg (4.20) 
 
O volume teórico de vapor de água é calculado como: 
 
 0a
tt0
OH V0161,0W0124,0H111,0V 2 ⋅+⋅+⋅= , Nm
3/kg (4.21) 
 
Para combustíveis gasosos tem-se: 
 
 ( )[ ] 2nm2220a OHC4
n
mOSH5,1HCO5,00476,0V −⋅




 ++−⋅++⋅⋅= ∑ , Nm3/m3 (4.22) 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.20
 0 OH
0
NOR
0
g 222
VVVV ++= , Nm3/m3 (4.23) 
 
onde: 
 
 ( )∑ ⋅+++⋅=+= nm220OS0OCOR HCmSHCOCO01,0VVV 222 , Nm3/m3 (4.24) 
 
O volume teórico de nitrogênio é calculado como: 
 
 2
0
a
0
N N01,0V79,0V 2 ⋅+⋅= , Nm
3/m3 (4.25) 
O volume teórico de vapor de água é calculado como: 
 




 ⋅+⋅+++⋅= ∑ oa*gnm220 OH V27,3W124,0HC2
n
SHH01,0V
2
, Nm3/m3 (4.26) 
Onde para ‘ *gW ’ pode-se assumir o valor de 10 g/m
3. 
O volume de gases secos (Nm3/kg ou Nm3/m3) pode ser calculado como: 
 
 ( ) 0a0NROgs V1VVV 22 ⋅−α++= (4.27) 
 
O volume real de gases (Nm3/kg ou Nm3/m3) pode ser calculado como: 
 
 0a
0
gg V)1(0161,1VV ⋅−α⋅+= (4.28) 
 
A entalpia teórica do ar (kJ/kg ou kJ/m3) é calculada como: 
 
 )T(hV h ar
0
a
0
a ⋅= (4.29) 
 
onde T representa a temperatura do ar expressa em ‘K’. 
A entalpia teórica dos gases (kJ/kg ou kJ/m3) pode ser calculada como: 
 
 )]T(hV)T(hV)T(h[V h OH
0
OHN
0
NRORO
0
g 222222
⋅+⋅+⋅= (4.30) 
 
onde T representa a temperatura dos gases de combustão expressa em ‘K’. 
A entalpia real dos gases (kJ/kg ou kJ/m3) pode ser calculada como: 
 
 h1)-(h h 0a
0
gg ⋅α+= (4.31) 
 
Nas equações (4.27) até (4.31) são obtidos resultados por unidade de massa, se os cálculos 
foremfeitos para combustíveis sólidos ou líquidos.No caso de combustíveis gasosos, os 
resultados são obtidos por unidade de volume. 
Para cálculo das entalpias pode-se também utilizar as equações mostradas para gases ideais 
no Capítulo 3. 
Para determinar a composição dos produtos da combustão, e dispor de dados para o cálculo 
do coeficiente de excesso de ar, são utilizados analisadores de gases. Em geral, os analisadores 
de gases podem ser classificados em contínuos e volumétricos. Um exemplo de analisador 
contínuo é mostrado na Figura 4.20. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.21
 
 
Figura 4.20 - Analisador de gases (Cortesia da LAND Combustion). 
 
Os analisadores contínuos baseiam-se no uso de sensores que detectam a variação de 
diferentes propriedades físicas do gás em função da concentração de diferentes compostos nele. 
Particularmente, o analisador mostrado na Figura 4.20 pode medir a concentração de NO, NO2 , 
SO2 , O2 , CO, CO2, H2S e CxHy (hidrocarbonetos) nos produtos da combustão. 
Os analisadores volumétricos baseiam-se na absorção seletiva de diferentes componentes 
do gás por alguns reativos, sendo que a redução do volume da amostra corresponde com o teor 
do gás dado. Um exemplo deste tipo de analisador de gás é o aparelho de Orsat. 
Para determinar o valor do coeficiente de excesso de ar, a partir da análise dos produtos da 
combustão, existem dois métodos: 
• Fórmula pelo dióxido de carbono; 
• Fórmula pelo oxigênio. 
 
Na Figura 4.21 aparece um gráfico de barras indicando as tendências na composição dos 
gases de combustão para diferentes valores do coeficiente de excesso de ar. Mostra-se que os 
teores de CO2 e O2 constituem indicadores diretos do coeficiente de excesso de ar. Dai, a 
utilização das formulas baseadas nos teores de dióxido de carbono e oxigênio. 
Quando utilizado o método “Fórmula pelo dióxido de carbono” o coeficiente de excesso de 
ar é calculado como: 
 
 
2
max
2
CO
CO=α (4.32) 
 
sendo que a concentração máxima possível de CO2 nos gases de combustão é determinada 
como: 
 
 
β+
=
1
21
COmax2 (4.33) 
 
onde β representa o coeficiente de Bunte, calculado como: 
 
 
tt
ttt
S375,0C
N038,0O126,0H
35,2
⋅+
⋅+⋅−⋅=β (4.34) 
 
O coeficiente β permite relacionar a composição elementar do combustível com a 
composição dos gases. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.22
 
 
 
Figura 4.21 - Composição dos produtos da combustão para diferentes valores do coeficiente de 
excesso de ar. 
 
Quando utilizado o método “Fórmula pelo oxigênio” , para a combustão completa, o 
coeficiente de excesso de ar pode ser calculadocomo: 
 
 
2O21
21
−
=α (4.35) 
 
Para combustão incompleta, o coeficiente de excesso de ar pode ser calculado como: 
 
 ( )422 CH2H5,0CO5,0O21
21
⋅−⋅−⋅−−
=α (4.36) 
 
Estas formas de cálculo do excesso de ar têm uma grande importância para o diagnóstico 
de operação das caldeiras. Quando o valor do excesso de ar se encontre entre os valores 
recomendados para o tipo de caldeira em questão, não há necessidade de ajustes no equipamento, 
caso contrario, medidas operacionais terão que ser tomadas visando corrigir o processo de 
combustão. 
4.4 - BALANÇO TÉRMICO, EFICIÊNCIA E CÁLCULO TÉRMICO 
A Figura 4.22 apresenta um balanço dos fluxos de massa de uma caldeira de vapor. Além 
dos fluxos de água e vapor, numa caldeira de vapor entram combustível e ar necessário para a 
combustão. Quando o combustível é sólido, parte dele é constituído por cinzas. Uma fração das 
cinzas é removida para selos d’água localizados na parte inferior da fornalha. Outra fração é 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.23
removida para silos de armazenamento e a cinza restante é arrastada com os gases para a 
chaminé e meio ambiente. 
A tiragem balanceada é regulada para que o interior da fornalha tenha uma pressão 
ligeiramente menor que a atmosférica, favorecendo infiltrações de ar externo. 
 
 
 
Figura 4.22 - Fluxos de massaem uma caldeira de vapor. 
La- Fluxo de ar para a combustão, kg/s; Lg- Fluxo de gases de escape, kg/s; C- Consumo de 
combustível; ∆L1, ∆L2 e ∆L3- Infiltrações de ar na caldeira; Gcin1, Gcin2 e Gcin3- Fluxos de cinzas 
removidos para o selo d’água, silos localizados abaixo do canal de convecção e parcela arrastada 
com os gases de combustão, respectivamente, kg/s; VSm& - Vazão de vapor superaquecido, kg/s; 
aam& - Vazão de água de alimentação, kg/s; extm& - Vazão de água purgada do tambor, kg/s. 
 
Em termos gerais, o balanço de massa relativo ao combustível e gases de combustão é 
expresso como: 
 
 ∑∑
==
+=∆++
3
1i
cing
3
1i
ia i
GLLCL (4.37) 
 
Da mesma forma, o balanço de água e vapor é expresso como: 
 
 exts.va.a m mm &&& += (4.38) 
 
Para combustíveis sólidos, a quantidade total de cinzas que entra na caldeira ( CA t ⋅ ) é 
igual à soma das massas presentes no selo d’água (Gcin1), silos (Gcin2) e massa arrastada com os 
gases de combustão (Gcin3). Desta forma, o balanço de cinzas é expresso como: 
 
 3cin2cin1cin
t GGGCA ++=⋅ (4.39) 
 
onde ‘At’ é o teor de cinzas na composição elementar do combustível (%). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.24
O balanço de energia permite analisar a relação que existe entre a energia disponível 
(baseada no poder calorífico do combustível), a energia absorvida pelo fluido de trabalho nas 
diferentes superfícies de aquecimento e “perdas de calor” com os gases de exaustão, combustão 
incompleta, alta temperatura e presença de carbono nos resíduos de cinza, etc. A Figura 4.23 
apresenta o balanço de energia de uma caldeira. 
 
 
 
Figura 4.23 - Balanço de energia de uma caldeira de vapor. 
 
A energia que entra no volume de controle configurado pela caldeira denomina-se calor 
disponível ‘ tdQ ’, que no caso da figura anterior é equivalente ao poder calorífico ‘PCI
t’. Uma 
vez queimado o combustível na fornalha, os produtos de combustão a alta temperatura cederão 
parte de sua energia nas diferentes superfícies de aquecimento, sendo: 
• Qe a energia absorvida pelas superfícies evaporativas; 
• Qaq.a a energia absorvida no aquecedor de ar; 
• Qec a energia absorvida no economizador; 
• Qsa a energia absorvida no superaquecedor. 
A soma Qe + Qec + Qsa representa “calor útil”. O termo Qaq.a constitui a transferência 
interna no volume de controle configurado pela caldeira e não é considerado como ponto de 
calor útil 
O balanço de energia pode ser expresso como: 
 
 +== útil
tt
d Q PCI Q (Perdas de calor) (4.40) 
 
onde: 
 
 int.rsaeceútil QQQQ Q +++= (4.41) 
 
sendo ‘Qr.int’ a energia transferida ao reaquecedor intermediário. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.25
4.4.1 - Eficiência de caldeiras de vapor 
A Figura 4.24 apresenta um diagrama de entrada e saída de fluxos de energia no volume de 
controle de uma caldeira de vapor. 
 
 
 
Figura 4.24 - Fluxos de energia no volume de controle de uma caldeira de vapor. 
1- Fornalha; 2- Superfícies evaporativas; 3- Superaquecedor; 4-Economizador; 5-Pre-aquecedor 
de ar; 6- Reaquecedor. 
 
Todos os fluxos estão referidos a 1 kg ou 1 m3 de combustível. As informações relativas 
aos fluxos de entrada são: 
• tPCI : Poder calorífico inferior do combustível, kJ/kg; 
• 0 f.ah h⋅α . Entalpia do volume de ar necessário para a queima de 1 kg de combustível, kJ/kg, 
sendo que nesta expressão ‘0 f.ah ’ representa a entalpia do volume de ar teóricamente 
necessário para a combustão de 1kg de combustível; 
• ( ) 0 f.ahe.g h⋅α−α Entalpia das infiltrações de ar que ocorrem durante o trajeto dos gases 
desde a fornalha ‘αh’ até a saída da caldeira ‘αg.e’, para 1 kg de combustível, kJ/kg; 
• a.as.v hC
m ⋅
&
Energia do fluxo de água de alimentação que entra na caldeira, referida a 1 kg de 
combustível, kJ/kg; 
• int.rs.v hC
m ′⋅
&
Energia do fluxo de vapor expandido no primeiro estágio da turbina e que entra 
no reaquecedor de vapor, referida a 1 kg de combustível, kJ/kg. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.26
As informações relativas aos fluxos de saída são: 
 
• s.vs.v hC
m ⋅
&
.Energia do fluxo de vapor superaquecido que sai da caldeira, referida a 1 kg de 
combustível, kJ/kg; 
• int.rvs hC
m ′′⋅
&
Energia do fluxo de vapor superaquecido e reaquecido que deixa o reaquecedor 
em direção à turbina, referida a 1 kg de combustível, kJ/kg; 
• e.gh Entalpia dos gases de escape, referida a 1 kg de combustível, kJ/kg; 
• ∑
=
6
3i
Qi Perdas de calor por combustão química incompleta: ‘Q3’, por combustão física 
incompleta ‘Q4’, ao meio ambiente ‘Q5’ e devido a alta temperatura dos resíduos de cinzas 
e escória ‘Q6’. 
Aplicando agora o balanço de energia para a caldeira de vapor representada no volume de 
controle da Figura 4.24, em regime estacionário, tem-se: 
 
 saídasentradas EE = (4.42) 
 
: 
 
 ( ) int.rs.vaas.v0 f.ahe.g0 f.ahtentradas hC
m
h
C
m
hhPCIE ′⋅+⋅+⋅α−α+⋅α+=
&& (4.43) 
 
 ∑
=
++′′+⋅=
6
3i
ie.gint.r
s.v
s.v
s.v
saídas QhhC
m
h
C
m
E
&&
 (4.44) 
 
Desta forma, tem-se: 
 
 ∑
=
+⋅α−+′−′′⋅+−⋅=
6
3i
i
0
f.ae.ge.gint.rint.r
s.v
a.as.v
s.vt Q)hh()hh(
C
m
)hh(
C
m
PCI
&&
 (4.45) 
 
Ou, ainda, de uma forma simplificada: 
 
 ∑
=
++=
6
3i
i2útil
t QQQPCI (4.46) 
 
A eficiência pode ser calculada de duas maneiras: 
• Por balanço direto, calculando-se a eficiência a partir de: 
 
 
t
útil
c PCI
Q=η (4.47) 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.27
• Por balanço indireto, calculando-se a eficiência a partir de: 
 
 
t
6
2i
i
t
c PCI
QPCI ∑
=
−
=η (4.48) 
 
Ou ainda, como: 
 
 ( )65432c qqqqq1 ++++−=η (4.49) 
 
Onde o valor relativo das perdas de calor é calculado como: 
 
 
t
i
i PCI
Q
q = (4.50) 
 
Uma análise completa do problema deve considerar outros possíveis “aportes” de energia, 
tais como: 
• O calor associado ao combustível devido ao aquecimento ou secagem previamente à 
combustão; o óleo combustível, por exemplo, é preaquecido até cerca de 140 oC, com a 
finalidade de permitir o processo de nebulização nos queimadores; 
• Entalpia do vapor utilizado para a nebulização de combustíveis líquidos; 
• Pré-aquecimento do ar com vapor a fim de reduzir a intensidade dos processos de corrosão 
à baixa temperatura nos pré-aquecedores de ar (aumenta a temperatura de operação da 
parede dos tubos e/ou laminas metálicas, evitando a condensação dos vapores de ácido 
sulfúrico). 
 
Por estas razões, no lugar de PCIt é conveniente utilizar a terminologia “calor disponível” 
t
dQ , que inclui os outros aspectos citados. Com relação à questão de quando determinar a 
eficiência pelo balanço direto ou indireto, deve-se considerar os seguintes aspectos: 
• Para caldeiras que queimam um combustível líquido, ou gasoso, é comum a medição do 
fluxo do mesmo, pois facilita a realização do cálculo por balanço direto; 
• Quando se utiliza combustíveis sólidos e não se dispõe de valores do consumo de 
combustível, a eficiência é determinada por balanço indireto. É importante determinar o 
valor das diferentes perdas de calor, para identificar eventuais causas de um baixo valor da 
eficiência na caldeira. 
 
4.4.2 - Cálculo da eficiência pelo balanço indireto 
 
Para o cálculo da eficiência da caldeira de vapor pelo balanço indireto é necessário 
determinar as perdas de calor (Figura 4.25) desde ‘q2’ até ‘q6’, o que é feito a partir das seguintes 
equações: 
• Perda com os gases de escape ‘q2’: 
 
 )q100(
Q
hh
q 4t
d
0
f.agee.g
2 −⋅
⋅α−
= (4.51) 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.28
 
 
Figura 4.25 - Perdas de calor em caldeiras. 
Q2 = perdas com os gases de escape 
Evidência: tge >> ta (tge > 120 
oC) 
Causa: área de troca de calor insuficiente 
nas superfícies do pré-aquecedor de ar e 
economizador. 
 Q3 = perdas por combustão 
química incompleta 
 Evidência: presença de produtos 
de combustão incompleta nos gases 
 (CO, H2 CH4, CnHn, ...)Causas: ar secundário 
insuficiente, tempo insuficiente de 
permanência dos gases na fornalha, etc. 
Q4 = perdas por combustão mecânica 
incompleta 
Evidência: partículas de carbono e 
fuligem nos gases. 
Causas: ar secundário insuficiente, 
problemas com a aerodinâmica da for-
nalha que provocam arraste excessivo, 
alta umidade do combustível sólido, gra-
nulometria excessivamente fina, operação 
deficiente do queimador, etc. 
 Q5 = perdas ao meio ambiente 
 Causa: a temperatura das 
 superfícies ex-ternas da 
caldeira é maior que a 
ambien-te. 
 Q6 = perdas devidas a alta 
tempera-tura dos resíduos de cinzas 
Causa: os resíduos extraídos durante a 
limpeza periódica da grelha possuem 
uma temperatura maior que a ambiente, 
extrações líquidas das cinzas. 
Perdas de 
calor em 
caldeiras 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.29
 
• Perda por combustão química incompleta ‘q3’: 
 
 
t
d
s.g
243 Q
V
)H0,108CH2,358CO4,126(q ⋅⋅+⋅+⋅= (4.52) 
 
• Perda por combustão física incompleta ‘q4’: 
 
 
t
d
t
arr
arr
arr
silos
silos
silos
p
p
p4 Q
A8,327
C100
C
a
C100
C
a
C100
C
aq
⋅⋅







−
⋅+
−
⋅+
−
⋅= (4.53) 
 
• Perda ao meio ambiente ‘q5’: 
 
s.v
nom.s.v
nom55 m
m
qq
&
&
⋅= (4.54) 
• Perda devida à alta temperatura dos resíduos de cinzas ‘q6’: 
 
 
t
d
p
pp
t
6 Q
t
caAq ⋅⋅⋅= (4.55) 
 
sendo: 
 
e.gh - Entalpia dos gases de escape, calculada a partir do coeficiente de excesso de ar e da 
temperatura dos gases, kJ/kg; 
0
f.ah - Entalpia do ar à temperatura ambiente, kJ/kg; 
CO- Conteúdo de CO nos gases de exaustão, %; 
CH4- Conteúdo de CH4 nos gases de exaustão, %; 
H2- Conteúdo de H2 nos gases de exaustão, %; 
s.gV - Volume de gases secos; 
Pa - Fração da quantidade total de cinzas nos resíduos extraídos pelo fundo da fornalha; 
silosa - Fração da quantidade total de cinzas nos silos; 
arra - Fração da quantidade total de cinzas nos gases da chaminé; 
PC - Teor de carbono nos resíduos retirados pelo fundo da fornalha; 
silosC - Teor de carbono nos resíduos retirados dos silos; 
arrC - Teor de carbono nos resíduos arrastados para a chaminé; 
s.vm - Produção nominal ‘nom’ de vapor, t/h; 
cP- Calor específico dos resíduos de cinzas, kJ/kgK; 
tP- Temperatura dos resíduos de cinza, °C; 
nom5q - Perdas de calor ao meio ambiente para uma produção nominal de vapor, %. Esta perda é 
geralmente calculada por nomogramas elaborados por diferentes fabricantes como 
ilustrado na Figura 4.26. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.30
 
 
Figura 4.26- Nomograma para a determinação das perdas de calor para o meio ambiente (q5). 
1- Caldeiras com superfícies recuperadoras; 2- Caldeiras sem superfícies recuperadoras. 
 
A fração de cinzas nos gases de combustão ‘µ’, pode ser calculada pela equação: 
 
 
g
arr
t
V
aA10 ⋅⋅=µ ,g/m3 (4.56) 
 
A fração de cinzas nos resíduos extraídos pelo fundo da fornalha pode ser calculada como: 
 
 
t
pp
p AC
Am
a
⋅
⋅
=
&
 (4.57) 
 
Onde: 
pm& - Fluxo de resíduos extraídos pelo fundo da fornalha (refere-se ao total de resíduos sólidos, o 
que inclui a cinza, propriamente dita, e o carbono não queimado), kg/s; 
Ap- Teor de cinzas nos resíduos. 
 
O valor de ‘asilos’pode ser determinado por uma expressão semelhante a (4.56). aarr pode ser 
determinado a partir do balanço de cinzas, ou seja: 
 
 silosparr aa1a −−= (4.58) 
 
A Tabela 4.1 mostra os valores das perdas de calor obtidos durante testes em uma 
caldeira industrial para bagaço e em uma caldeira aquotubular queimando carvão betuminoso. 
 
 
 
 
 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.31
Tabela 4.1 - Valores aproximados das perdas de calor e eficiência para diferentes 
combustíveis e caldeiras de vapor 
 
Setor Combustível q2 q3 q4 
1 q5 q6 
1 η 
Industrial Bagaço 8 - 18 0,4 1 - 4 0,800 < 0,1 0,840 
Termelétrico2 Carvão betuminoso3 6,89 8,4E10-6 0,73 0,224 0,921 
1. No caso de combustível líquido e gasoso q6 = 0; q4 é muito pequeno para combustível líquido e nulo para 
combustível gasoso; 
2. Os parâmetros do vapor são (1038 t/h)/(19,8 MPa)/(440 °C) e a temperatura de saída dos gases é de 146,8 °C; 
3. Fonte: GERASUL (1997). 
 
Na Figura 4.27 são apresentados valores médios de eficiência e perdas para caldeiras de 
vapor que queimam carvão betuminoso, óleo combustível e gás natural (Strauβ, 1998). 
Observam-se valores típicos da eficiência para caldeiras que queimam carvão betuminoso na 
faixa de 84 - 90 %, para óleo combustível 93,4 – 93,7 % e para gás natural de 94,6 % 
aproximadamente. As maiores perdas ocorrem nas caldeiras que queimam carvão. A perda com 
os gases de escape pode atingir 12 % da energia total fornecida pelo combustível. Perdas por 
combustão incompleta ocorrem de forma significativa também com carvão mineral. 
 
 
 
 
Figura 4.27 – Valores médios das perdas e da eficiência em caldeiras de vapor que queimam 
carvão betuminoso, óleo combustível e gás natural, em função do poder calorífico do combustível 
(Strauβ, 1998). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.32
4.5 - SISTEMAS DE COMBUSTÃO: FORNALHAS E QUEIMADORES 
A fornalha possui um sistema de distribuição de ar, no qual uma fração do mesmo é 
fornecido junto com o combustível (ar primário) e o ar restante é injetado através de conjuntos 
de bocais localizados em diferentes seções do forno (ar secundário). Esta distribuição objetiva 
garantir uma combustão completa. A interação dos jatos de ar cria as condições aerodinâmicas 
requeridas para garantir o tempo de residência das partículas ou gotículas de combustível na 
fornalha, e proporciona a mistura adequada .dos reagentes da reação de combustão. 
O tipo de fornalha depende principalmente do tipo de combustível e da capacidade da 
caldeira. Requisitos ambientais influem na seleção do sistema de combustão em determinados 
casos. A Figura 4.28 sugere o tipo de fornalha mais adequado em função do tipo de combustível 
que se pretende utilizar. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 4.28 – Tipos de fornalhas recomendados de acordo com o combustível a ser queimado. 
 
O tipo e a qualidade do combustível influenciam na construção da fornalha, do queimador 
e da caldeira. A fim de projetar adequadamente os diferentes sistemas de combustão, são 
considerados os seguintes parâmetros técnicos: 
• Carga térmica superficial da grelha; representa a liberação de calor na fornalha em kW/m2 
de superfície de grelha, é calculada como: 
 
 
g
t
AG A
PCIC
Q
⋅= , kW/m2 (4.59) 
 
Tipos de 
fornalhas 
Para combus- 
tíveis sólidos 
Para combustíveis 
líquidos e gasosos 
Caldeiras de pe-
quena capacidade 
Caldeiras de alta 
capacidade (CTE) 
•Grelha fixa e 
basculante; 
•Grelha rotativa; 
•Suspensão; 
•Leito fluidizado 
borbulhante. 
•Leito fluidizado 
circulante; 
•Suspensão; 
•Queima tangencial; 
•Pressurizada; 
•Ciclônica. 
•Disposição frontal dos 
queimadores; 
•Disposição lateral dos 
queimadores; 
•Disposição do quei-
mador no chão da 
fornalha. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.33
onde: 
gA - Superfície da grelha, m
2; 
 
 
• Carga térmica superficial das paredes de água da fornalha;. representa a capacidade de 
absorção de calor no interior da fornalha em kW/m2de superfície de parede de água, 
calculada por 
 
 
i
t
A A
PCIC
Q
⋅= , kW/m2 (4.60) 
 
onde: 
iA - Superfície ‘i’ da parede de água da fornalha, m
2; 
 
• Carga térmica volumétrica da fornalha; representa o valor da energia liberada por m3 de 
volume da fornalha, calculada por 
 
 
f
t
V V
PCIC
Q
⋅= (4.61) 
 
Onde: 
fV - Volume da fornalha, m
3. 
 
Recomenda-se manter os valores de ‘Qv’ dentro das faixas recomendadas, de maneira que 
o volume e a altura da fornalha sejam suficientes para a queima totaldo combustível. Valores 
acima do que é recomendado para ‘Qv’, pode implicar num aumento excessivo da temperatura 
com consequenteformação de escórias, ruptura dos tubos, etc. A Tabela 4.2 apresenta valores de 
‘QA’ e ‘QV’ recomendados na literatura. 
 
Tabela 4.2 – Valores recomendados da carga térmica superficial e volumétrica em fornalhas 
para diferentes tipos de combustíveis (BEI, 1991; Kovaliov et al., 1985; Lora, 1995; Bazzo, 
1995) 
 
Combustível Disposição dos queimadores QA, kW/m
2 QV, kW/m
3 Qag, kW/m3 
Carvão mineral 
Oposta 551,9 211,0 - 
Frontal 544,7 196,3 - 
Lateral 502,0 228,0 - 
Óleo combustível Oposta 753,0 342,0 - 
Bagaço de cana Frontal 120 – 135 198 – 254 250 – 350 
Turfa Frontal - 163,0 - 
Xisto betuminoso Frontal - 116,0 - 
Lenha 
Grelha inclinada - - 160 –380 
Grelha movil - - 160 – 480 
 
De acordo com a Tabela 4.2, a carga térmica superficial e a carga térmica volumétrica são 
maiores nas fornalhas a óleo do que nas fornalhas a carvão. Essas diferenças são atribuídas aos 
seguintes fatores: 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.34
• O tempo médio de queima do óleo pulverizado é, aproximadamente, metade do tempo 
médio de queima das partículas de carvão pulverizado; 
• Na queima do carvão, ao contrário da queima do óleo, existem partículas de maiores 
dimensões, as quais requerem maior tempo de residência na câmara de combustão; 
• A transferência de calor nas paredes da fornalha é influenciada pela presença de cinzas 
aderidas nas mesmas. Considerando que numa fornalha a carvão deposita-se muito mais 
cinza nas paredes do que nas fornalhas a óleo, a resistência térmica é muito maior nesta do 
que nas que utilizam óleo. 
 
Uma comparação dos tamanhos entre fornalhas típicas a carvão e a óleo pode ser vista na 
Figura 4.29. 
 
 
Figura 4.29 – Comparação de tamanhos entre fornalhas a carvão e a óleo (Modern Power Station 
Practice, 1991). 
 
 
 Proporções comparativas 
Altura 
(H) 
Largura 
(W) 
Profundidade 
(D) 
Carvão 2,00 1,20 1,14 
Óleo 1,00 1,00 1,00 
 
Carvão 
Óleo 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.35
Para a queima de combustíveis sólidos, os tipos mais usuais de fornalhas são: 
• Fornalhas para queima em grelha; 
• Fornalhas de queima em suspensão; 
• Queima em leito fluidizado. 
4.5.1 - Fornalhas de queima em grelha 
As fornalhas de queima em grelha são geralmente projetadas para atenderem caldeiras de 
pequeno e médio porte. 
Apesar das suas limitações, estas fornalhas são importantes, pois se adaptam a vários tipos 
de combustível. Atualmente a sua aplicação limita-se em caldeiras de pequena e média 
capacidade para a queima de lenha, bagaço de cana e diversos resíduos industriais. Uma 
aplicação de muita importância e que vem crescendo é a queima de lixo. 
4.5.2 - Fornalha de grelha plana 
As fornalhas de grelha plana são projetadas para atender caldeiras de pequeno porte. Na 
Figura 4.30, apresenta-se, um esquema com este tipo de grelha. 
 
 
 
Figura 4.30 – Esquema de uma fornalha de grelha plana com alimentação automática de 
combustível (Bazzo,1995). 
4.5.3 - Fornalha de grelha móvel ou rotativa 
Para caldeiras de porte maior, é recomendável o emprego de fornalhas equipadas com 
grelhas móveis, que consiste de uma esteira acionada por motor, para transporte lento e contínuo 
do combustível. São fornalhas que asseguram alimentação contínua do combustível e remoção 
automática das cinzas. A taxa de combustão é controlada pela espessura do leito de combustível 
sobre a grelha, velocidade de movimentação da grelha e vazão de ar. O ar secundário é soprado 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.36
para a câmara logo acima da grelha numa proporção em torno de 30 % de todo o ar utilizado na 
combustão. Na Figura 4.31, é apresentado um esquema deste tipo de grelha. 
 
 
 
Figura 4.31 - Fornalha de grelha rotatíva (Bazzo, 1995) 
4.5.4 - Fornalhas de queima em suspensão para combustíveis sólidos 
Nas fornalhas de queima em suspensão, o combustível sólido é previamente preparado em 
moinhos, onde são realizados ou os processos de moagem e de secagem, afim de se obter a 
granulometria desejada para queima. O combustível, agora em pó, é transportado 
pneumaticamente até os queimadores da fornalha, sendo injetado por pressão no interior da 
câmara de combustão. O ar que transporta o combustível pulverizado é chamado de ar primário. 
Carvão fóssil é geralmente utilizado nesse tipo de fornalha. 
4.5.5 - Fornalha de de turbilhão (vortex vertical) jatos tangenciais 
A instalação de queimadores em disposição tangencial, nos cantos da fornalha cria 
movimento rotacional turbulento (turbilhão vertical) sobre o núcleo da chama. Este sistema 
aplicado em fornalhas com seção transversal quadrada. Na Figura 4.32, apresenta-se um 
esquema com este tipo de fornalha. 
 
 
 
Figura 4.32 – Fornalha de vórtex vertical ou de jatos tangenciais. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.37
4.5.6 - Fornalha de queima em leito fluidizado 
Os diferentes tipos de leito fluidizado são apresentados na Figura 4.33. As principais 
vantagens apresentadas por fornalhas de leito fluidizado são: 
• Flexibilidade de operação com diferentes tipos de combustíveis, mesmo apresentando 
baixo teor de carbono, alto teor de enxofre e/ou cinzas; 
• Permite utilizar combustíveis com uma granulometria relativamente grossa reduzindo o 
custo de preparação do mesmo; 
• Possibilidade de se realizar a combustão conjunta do carvão mineral com biomassa e 
resíduos sólidos urbanos; 
• Alto coeficiente de troca térmica com as tubulações imersas no leito; 
• Alta eficiência de queima do combustível; 
• Possibilidade de remoção de compostos de enxofre, através da dessulfurização feita com a 
adição de calcário e dolomita, formando CaSO4 e MgSO4, os quais são extraídos do leito 
juntamente com as cinzas;o grau de dessulfurização depende da temperatura do leito, 
excesso de ar, pressão de combustão, tempo de retenção e relação molar Ca / S; 
• A temperatura de combustão do leito fluidizado (850 – 950 ºC) é muito menor que nos 
sistemas de queima em suspensão tradicionais (1200 – 1400 ºC) o que faz com que as 
emissões de NOx sejam muito menores. 
 
Os tipos de leito fluidizado mais utilizados em caldeiras a vapor são: 
• Leito fluidizado convencional ou borbulhante (figura 4.34a);. Neste a superfície de troca de 
calor é imersa no leito. A superfície de troca de calor mencionada, refere-se a tubos na 
parede do combustor, com troca de calor adicional em trocadores externos. Na Figura 4.33, 
apresenta-se a modo de exemplo, um esquema que permite comparar os diferentes tipos de 
leito fluidizado; 
• Leito fluidizado circulante. Na Figura 4.34b, apresenta-se, um esquema representativo 
deste tipo de fornalha. 
 
 
 
Figura 4.33 – Diferentes tipos de fornalhas para carvão (Cortesia da Foster Wheeler). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.38
 
a) 
 
 
b) 
 
Figura 4.34 – Esquema de caldeiras de leito fluidizado 
a) Leito fluidizado borbulhante, b) Leito fluidizado circulante. 
 
Dados comparativos de caldeiras convencionais projetados para queima de combustível 
sólido em grelha, pulverizado e em leito fluidizado são apresentados na Tabela 4.3. 
 
Tabela 4.3 – Dados comparativos entre diferentes tipos de fornalhas (Cortesia Foster Wheeler). 
 
Tipo de queima 
Velocidade, 
m/s 
Diâmetro das partículas 
de combustível, mm 
Temperatura dos 
gases na fornalha, oC 
Em grelha 2,5 - 3,0 40 1100 - 1300 
Em suspensão ( carvão 
pulverizado) 
4,5 - 9,0 0,07 - 0,2 1200 - 1500 
Leito fluidizado borbulhante 1,0 - 3,0 12 800 - 900 
Leito fluidizado circulante 4,5 - 7,0 12 800 - 900 
 
Os sistemas de combustão em leito fluidizado têm limites de dimensionamento. A carga 
térmica superficial para a câmara de combustão varia de 1 a 8 [MW/m²]. Para leitos com áreas 
acima de 100 m² (150 MW), o ar de sustentação não se distribui uniformemente, influenciando 
negativamente a eficiência de combustão. 
Atualmente, a possibilidade do uso de combustíveisde baixa qualidade e o rigor imposto 
por normas ambientais estimulam a utilização do leito fluidizado. Muitas vezes, combustíveis de 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.39
baixa qualidade são inaproveitáveis para outros fins e, portanto, apresentam baixos preços de 
mercado. 
4.5.7 - Queimadores 
Queimadores são instalados para introduzir a mistura de combustível e ar na câmara de 
combustão. São geralmente projetados para queima de gás natural, combustíveis líquidos e 
carvão pulverizado. Queimadores destinados para a queima de combustíveis líquidos devem 
proporcionar uma nebulização adequada visando obter o diâmetro das gotas requerido para a 
combustão completa. Nos projetos modernos, os queimadores contribuem também para 
minimizar emissões de óxidos de nitrogênio, “organizando” a combustão em várias etapas, de 
modo que as temperaturas sejam menores que nos sistemas convencionais (ver capítulo 18). 
Os queimadores para carvão pulverizado podem ser de injeção rotativa ou de múltiplos 
bocais. Os queimadores de injeção rotativa são recomendados para carvão com alto teor de 
voláteis (mais de 40 % em base combustível) e os de múltiplos bocais são recomendados para 
carvão com baixo teor de voláteis (20 % base combustível). Carvão com teor médio de voláteis 
pode ser queimado nos dois tipos de queimadores. 
4.5.8 - Queimadores de injeção rotatíva para carvão pulverizado 
Neste tipo de queimador o ar é forçado a penetrar no interior da câmara de combustão em 
movimento rotacional. Alguns parâmetros típicos de projeto, associados a este tipo de queimador 
segundo Tomeczek, (1994) são: 
• Vazão mássica de combustível por unidade de queimador: entre 6 e 7 t/h; 
• Temperatura da mistura (ar primário + combustível): menor que 100 °C; 
• Temperatura do ar secundário: entre 300 e 315 °C; 
• Velocidade de saída do ar primário: entre 25 e 27 m/s; 
• Velocidade de saída do ar secundário: entre 30 e 35 m/s; 
• Concentração de combustível no ar primário: entre 300 e 320 g/m3. 
 
A Figura 4.35 mostra diferentes tipos de queimadores de injeção rotativa a carvão 
pulverizado. 
 
 
 
Figura 4.35 – Esquema de queimadores de injeção rotativa para carvão pulverizado (Tomeczek, 
1994). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.40
No queimador mostrado na Figura 4.35a, as mudanças na movimentação do ar em forma 
rotativa podem ser obtidas deslocando o elemento formador de turbilhão ao longo do eixo do 
queimador. O queimador mostrado na Figura 4.35b, é uma modificação do ‘a’ com o turbilhão 
sendo criado por pás tangenciais ajustáveis. No queimador ‘c’ a movimentação em turbilhão do 
ar secundário é realizada por pás tangenciais ajustáveis. A mistura ar primário com combustível 
é direcionada ao encontro do ar secundário por meio de um dispositivo especial situado no centro 
do queimador. No queimador ‘d’ ambos jatos (ar secundário e a mistura ar primário mais 
combustível) movimentam-se em turbilhão. 
Na Figura 4.36 é mostrado o esquema de um queimador de injeção rotativa para carvão 
pulverizado , fabricado pela Foster Wheeler Intervane. 
 
Ar terciário para o
queimador
Ventilador do
queimador
Eixo excêntrico do
ventilador
Parede de água frontal
da fornalha
Atuador do
ventilador
Ar de combustão e
articulação do damper de ar
terciário
Damper do ar de
combustão do queimador
a óleo
Entrada de
óleo
Fotocélula
Ignitor
Alimentação do
carvão
pulverizado
Estrutura de aço
da caixa de ar da
fornalha
 
 
Figura 4.36 – Queimador de carvão pulverizado (Cortesia da Foster Wheeler Intervane). 
 
Neste tipo de queimador, o carvão pulverizado transportado pelo ar primário é lançado 
para o interior da fornalha pelo tubo central e o ar secundário é admitido no sistema de 
combustão com movimentação rotativa Aproximadamente 20% do ar corresponde ao ar primário 
requerido para o transporte do carvão pulverizado e 80% é fornecido como ar secundário para 
completar o processo de combustão. 
4.5.9 - Queimadores de múltiplos bocais 
Os queimadores de múltiplos bocais são instalados nos cantos da fornalha. Para assegurar 
uma boa mistura de carvão e ar, são utilizados queimadores com vários bicos injetores, que 
podem ter seção transversal circular ou retangular. O queimador tem o formato de uma coluna 
vertical com altura de 5 a 7 metros (Figura 4.37). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.41
 
 
Figura 4.37 – Esquema de um queimador de múltiplos bocais. 
 
Os parâmetros de projeto, típicos para este tipo de queimador segundo Tomeczek (1994), 
são: 
• Vazão mássica de combustível em cada queimador: 6 a 10 t/h; 
• Temperatura da mistura (ar primário + combustível): menor que 100 °C; 
• Temperatura do ar secundário: 300 a 315 °C; 
• Velocidade de saída do ar primário: 25 a 30 m/s; 
• Velocidade de saída do ar secundário: 40 a 50 m/s; 
• Ângulo de passe descendente dos direcionadores do duto de ar primário entre 10° e 20°; 
• Ângulo de passe descendente dos direcionadores do duto de ar secundário acima de 50°. 
4.5.10 - Queimadores de combustíveis líquidos 
Nos queimadores de óleo combustível e óleo diesel a combustão ocorre em suspensão na 
fornalha, onde o combustível é nebulizado no maior número possível de pequenas gotas, de 
modo a garantir uma maior área de contato das gotas de óleo com o ar, melhorando a eficiência 
de combustão. O tamanho das gotas varia entre 10 a 200 µm de diâmetro. Bons queimadores 
garantem pelo menos 85 % das gotas com tamanho inferior a 50 µm. Geralmente, o óleo é 
injetado por meio de bombas de palhetas ou de engrenagens. O óleo deve ser aquecido para 
permitir o trabalho de bombeamento e garantir uma viscosidade apropriada para nebulização e 
queima no interior da câmara de combustão. A temperatura do óleo bombeado é geralmente 
fixada na faixa de 40 a 60 °C, dependendo do tipo de óleo. Antes da nebulização, o óleo é 
aquecido numa segunda etapa, até que se tenha temperaturas da ordem de 140 °C. 
A Figura 4.38 mostra os diferentes tipo de queimadores projetados para combustível 
líquido, onde são classificados atendendo à forma de nebulização do combustível. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.42
 
 
Figura 4.38 – Tipos de queimadores para combustíveis líquidos. 
a- Queimador para combustível; b- Queimador de copo rotativo, c- Queimador com nebulização 
por ar comprimido ou vapor (Kakaç, 1991). 
 
Nas Figuras 4.39, 4.40 e 4.41 são mostrados os desenhos de bicos nebulizadores 
correspondentes aos queimadores já apresentados na Figura 4.38. A Figura 4.42 mostra um 
esquema completo de um queimador de nebulização mecânica. 
 
 
 
Figura 4.39 – Bocal de nebulização a ar ou vapor (Lauer, 1981). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.43
 
 
Figura 4.40 – Bocal de nebulização por vapor com mistura na saída (Lauer, 1981). 
 
 
 
Figura 4.41 – Bocal de nebulização mecânica (Lauer, 1981). 
 
 
 
Tipo de atomizador Conexão A Conexão B 
Vapor / Ar Vapor ou Ar Suprimento de óleo 
Ampla faixa de 
capacidade 
Retorno de óleo Suprimento de óleo 
Mecânico Sem entrada Suprimento de óleo 
 
Figura 4.42 – Queimador de nebulização mecânica para óleo combustível (Lauer, 1981). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.44
4.6 - CARACTERÍSTICAS CONSTRUTIVAS DOS DISPOSITIVOS E SUPERFÍCIES 
DA CALDEIRA 
4.6.1 - Tambor separador 
O tambor separador é necessário para promover a separação do vapor saturado da água. 
Além disto, ele é utilizado para: 
• Permitir o controle local e tratamento químico da água; 
• Permitir purgas da água a fim de controlar o conteúdo de sais; 
• Armazenar água a fim de suportar variações bruscas de carga (produção de vapor); 
• Prevenir o arraste de líquido com sais dissolvidos para o superaquecedor e turbina de 
vapor. 
 
Na Figura 4.43 é apresentado em corte transversal um tambor típico utilizado em caldeiras 
modernas e de alta capacidade. No esquemado tambor são mostradas as chicanas, separadores 
ciclônicos e separadores secundários, as conexões para a entrada da água de alimentação, da 
água que desce para os tubos alimentadores e conexões com as paredes d’água ou feixes 
tubulares que formam o evaporador . A conexão de purga ou extração de água não está sendo 
mostrada. 
 
 
 
Figura 4.43 - Tambor com separadores ciclônicos. 
a) Disposição dos ciclones no interior do tambor, b)Ciclone. 
1- Tambor, 2- Caixa de entrada da mistura de água e vapor, 3- Ciclone, 4- Tampa superior do 
ciclone, 5- Tampa inferior do ciclone, 6- Tubulação de entrada da água de alimentação, 7- Caixa de 
distribuição da água de alimentação, 8- Bandeja de lavagem, 9- Tubo de descarga direta da água de 
alimentação, 10- Tubo de descarga da água de alimentação, 11- Bandeja perfurada superior, 12- 
Tubulação de injeção de fosfatos, 13- Tubulação de aquecimento com vapor do tambor durante a 
partida, 14- Tubulação de descarga emergencial da água, 15- Nível médio da água, 16- Saída do 
vapor saturado, 17-Tubos alimentadores das paredes de água. 
 
A concentração de sólidos no vapor que deixa o tambor depende da umidade arrastada, 
pressão de operação e tratamento químico da água. A relação esperada de sais no vapor e na 
água pode ser obtida da Figura 4.44 como função pressão de operação da caldeira (e 
naturalmente da relação entre a densidade da água de alimentação e do vapor). O coeficiente de 
distribuição Kd expressa quantitativamente esta relação: 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.45
 
 
n
,
´´,,
pk 







ρ
ρ= (4.62) 
 
Onde: 
n- Indicador exponencial, que depende das propriedades da substancia analisada. 
 
 
 
Figura 4.44 –Dependência do coeficiente de distribuição Kp (relação entre a concentração de sais 
no vapor e na água da caldeira) da pressão de operação da caldeira. 
4.6.2 - Superaquecedores 
Os superaquecedores são trocadores de calor que têm a função de superaquecer o vapor 
saturado proveniente do tambor superior da caldeira (Figura 4.45) e são classificados quanto ao 
mecanismo de transferência de calor em: 
• Radiantes: É instalado no teto ou na seção de saída da fornalha. Em decorrência disto, o 
mecanismo de transferência de calor predominantemente é a radiação. Neste caso, a 
temperatura do vapor na saída do superaquecedor diminui com o aumento da carga da 
caldeira (geração de vapor). Na hipótese de variação de carga, a variação do calor 
transferido por radiação é menos significativa que a variação na produção de vapor e, 
consequentemente, que o aumento da vazão de vapor no superaquecedor, o que implica na 
queda de temperatura do mesmo (ver curva 1 da Figura 4.46); 
• Convectivo São instalados após a fornalha nos canais horizontal ou vertical de gases. A 
troca de calor ocorre predominantemente por convecção. Neste tipo de superaquecedor 
observa-se o aumento da temperatura final do vapor com o aumento da carga da caldeira. 
Isto é conseqüência do acréscimo na vazão e velocidade dos produtos da combustão nos 
dutos da caldeira (aumenta a vazão de combustível fornecida na fornalha). Sendo que o 
coeficiente de transferência de calor, dos gases para a superfície dos tubos, é proporcional 
ao quadrado da velocidade dos gases, o acréscimo na quantidade de calor transferida no 
superaquecedor, predomina sobre o acréscimo na vazão de vapor, o que leva ao aumento 
da temperatura do vapor (ver curva 2 na Figura 4.46); 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.46
• Semi-radiantes: Os superaquecedores semi-radiantes possuim uma característica 
temperatura do vapor/carga da caldeira que resulta da combinação entre as características 
dos superaquecedores radiantes e convectivos. 
4.6.3 - Atemperadores 
A instalação dos atemperadores é fundamental para o controle da temperatura do vapor 
superaquecido e a operação eficiente da instalação nas condições estabelecidas em projeto. Os 
atemperadores podem ser de superfície ou de mistura, tal e como é mostrado na Figura 4.47. 
O atemperador de superfície consiste de um trocador de calor instalado na linha principal 
de vapor. Pelo interior dos tubos circula uma parte da água de alimentação da linha que vai para 
o economizador. Alterando a vazão de água de alimentação que circula pelo atemperador é 
possível controlar a temperatura do vapor superaquecido. No aquecedor de mistura o controle da 
temperatura do vapor é realizada injetando condensado no fluxo de vapor superaquecido. A fim 
de evitar a contaminação do vapor com sais, este condensado deve possuir alta pureza. Ele é 
obtido condensando vapor saturado puro da linha de saída do tambor num condensador que 
utiliza água de alimentação como agente de resfriamento. 
 
 
 
 
Figura 4.45 – Esquemas de superaquecedores de caldeiras . 
1- Superaquecedor convectivo; 2- Superaquecedor semi-radiante; 3- Superaquecedor localizado 
no teto da fornalha (radiante); 4, 5 e 6- Reaquecedores. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.47
 
 
 
Figura 4.46 - Variação na temperatura de superaquecimento com a carga da caldeira (sem 
atemperador). 
1- Superaquecedor radiante; 2- Superaquecedor convectivo. 
 
 
 
 
Figura 4.47 – Tipos de atemperadores. 
a- Atemperadores de superfície; b- Atemperadores de mistura. 
 
 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.48
4.6.4 - Economizadores 
Os economizadores tem a função de elevar a temperatura da água de alimentação antes de 
ser injetada no tambor. Conforme mostrado na Figura 4.48, os economizadores podem ser 
classificados como: 
• Simples; 
• Duplos. 
 
 
 (a) (b) 
 
Figura 4.48 – Esquemas simplificados de diferentes tipos de economizadores. 
a- Economizador simples; b- Economizador duplo. 
 
Os economizadores podem ser de tipo evaporativo, quando neles evapora uma fração da 
água de alimentação. Caso isto não aconteça, eles são chamados de não evaporativos. Podem ser 
construídos de tubos lisos ou aletados, sendo que o aletamento permite que eles sejam mais 
compactos. O diâmetro dos tubos utilizados está entre 20 e 38 mm. Aos economizadores 
corresponde entre 10 e 20 % da energia útil transferida num gerador de vapor. 
4.6.5 - Pré-aquecedores de ar 
Os pré-aquecedores de ar são trocadores de calor destinados ao pré-aquecimento do ar de 
combustão. Algumas características construtivas dos pré-aquecedores de ar podem ser 
observadas na Figura 4.49. 
Os tipos mais difundidos de pré-aquecedores de ar são: 
• Tubular (Figura 4.49a): É o mais comum, geralmente constituído de tubos de 50-75 mm 
montados em arranjo triangular; 
• Regenerativo (Figura 4.49b): São conhecidos também, como pré-aquecedores Ljungstrons. 
Podem ser horizontais ou verticais e operam em movimento de rotação, com velocidades 
entre 1 e 3 rpm Placas metálicas absorvem calor quando em contato com os gases e cedem 
para o ar quando entram em contato com este. O pré-aquecedor de ar regenerativo foi 
patenteado em 1920 por Frederic Ljungstrom Na Figura 4.50 são mostrados os elementos 
principais de um pré-aquecedor de ar regenerativo; 
• De tubos de calor (Figura 4.49c). 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.49
 
 
Figura 4.49 – Esquemas de diferentes tipos de pré-aquecedores de ar. 
a- Pré-aquecedor tubular; b- Pré-aquecedor regenerativo, c- Pré-aquecedor de tubos de calor. 
 
 
 
Figura 4.50 – Esquema de um pré-aquecedor de ar regenerativo. 
1- Dutos de ar; 2- Rolamentos; 3- Eixo; 4- Pratos; 5- Carcaça externa; 6- Rotor; 7- Motor 
elétrico; 8- Selagem; 9- Duto de gás. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.50
4.7 - VENTILADORES E SOPRADORES DE FULIGEM 
Os ventiladores são responsáveis pelo suprimento do ar necessário para o processo de 
combustão. Os ventiladores também são usados para a movimentação dos produtos da 
combustão através das superfícies de transferência de calor até a sua saída pela chaminé. Os 
tipos deventiladores utilizados nas caldeiras de vapor de grande capacidade, atendendo a sua 
função, são: 
• Ventiladores de tiragem forçada ou sopradores; 
• Ventiladores para o ar primário; 
• Ventiladores de tiragem induzida ou exaustores; 
• Ventiladores para recirculação dos gases. 
 
Os ventiladores podem ser centrífugos ou radiais (Figuras 4.51 e 4.52). Os ventiladores 
radiais geralmente operam com pás de passo variável. Os ventiladores centrífugos podem ser 
classificados de acordo com o tipo de pás: 
• Ventiladores centrífugos com pás curvadas para frente; 
• Ventiladores centrífugos com pás curvadas para trás (Figura 4.53); 
• Ventiladores centrífugos com pás retas (Figura 4.54); 
• Ventiladores centrífugos com pás perfiladas; 
 
 
 
Figura 4.51 - Ventilador centrífugo. 
a) Pás curvadas para frente, b) Pás curvadas para trás. 
 
 
 
Figura 4.52 - Ventilador axial. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.51
 
 
Figura 4.53 – Rotor de um ventilador centrífugo (ou radial) com pás voltadas para trás (Cortesia 
da Higrotec). 
 
 
 
Figura 4.54 – Rotor de um ventilador centrífugo (ou radial) com pás retas. (Cortesia da Higrotec). 
 
A seleção do tipo de ventilador depende da eficiência em carga nominal e parcial, presença 
de particulados e investimento. 
A regulagem da vazão pode ser realizada por meio de três modos diferentes: 
• Introduzindo uma resistência ajustável no sistema (damper); 
• Utilizando pás de inclinação variável (Princípio aerodinâmico); 
• Controlando a velocidade de rotação do rotor. 
4.7.1 - Ventiladores de tiragem forçada 
Os ventiladores de tiragem forçada devem ser selecionados de forma a suprirem o ar 
necessário para a queima completa do combustível. Os ventiladores empregados são geralmente 
centrífugos ou axiais de passo variável (Ver as Figuras 4.55 e 4.56). 
 
 
Figura 4.55 – Ventilador centrífugo com pás curvadas para trás (Elliott et al., 1998). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.52
 
 
Figura 4.56 – Ventilador de dois estágios com fluxo axial para tiragem induzida (Elliott et al., 
1998). 
 
Os ventiladores de tiragem forçada trabalham com fluído de trabalho limpo geralmente são 
os ventiladores mais eficientes na caldeira. São de alta velocidade de operação e possuem 
silenciadores para redução de ruído, bem como possuem telas de segurança e proteção contra 
arraste de diferentes objetos (passarinhos, papéis, folhas de árvore, etc) eventualmente arrastadas 
com o ar de sucção. 
A temperatura do ar e a altitude devem ser levadas em consideração na seleção do 
ventilador, uma vez que têm influência na densidade do ar e, portanto, na capacidade do 
ventilador. 
4.7.2 - Ventiladores de ar primário 
Este tipo de ventilador é utilizado só nas caldeiras que queimam carvão pulverizado a fim 
de transportar o combustível sólido diretamente dos moinhos para o interior da fornalha, como 
também para levar o combustível para silos intermediários de estocagem. Normalmente se utiliza 
um ventilador para cada queimador. 
O rotor do ventilador de ar primário possui pás do tipo radial, e é dimensionado para a 
máxima vazão de ar necessária. O mesmo deve desenvolver uma pressão suficiente vencer a 
resistência provocada pelos dutos de ar, dampers, pulverizadores e tubulações de combustível 
para a fornalha.. Os ventiladores de ar primário para dutos de ar ambiente são usualmente 
centrífugos com pás curvadas para trás, e equipados com silenciadores similares ao dos 
ventiladores de tiragem forçada. 
4.7.3 - Ventiladores de tiragem induzida 
Os ventiladores de tiragem induzida são instalados próximos da chaminé, com a função de 
remover os produtos da combustão da caldeira. A tiragem induzida cria uma pressão 
suficientemente negativa (normalmente por volta de 50 a 125 Pa), para evitar fuga de gases da 
fornalha. Os ventiladores devem ter capacidade suficiente para suportar infiltrações de ar 
causadas pela pressão negativa na fornalha e dutos a jusante da fornalha, bem como vazamentos 
de ar nos pré-aquecedores de ar (perda de estanqueidade por corrosão). Em geral, os ventiladores 
de tiragem induzida operam com gases relativamente limpos, pois são localizados após o 
separador de particulados. Portanto, na maioria dos casos, podem ser utilizados ventiladores 
centrífugos. A utilização de pás perfiladas permite minimizar a turbulência e o barulho. Quando 
há necessidade de uso com gases com alto teor de impurezas (pó, poeira) utilizam-se 
ventiladores de tipo radial ou com pás inclinadas e curvadas para trás. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.53
4.7.4 - Ventiladores para recirculação de gases 
Estes ventiladores extraem o gases de combustão de um ponto localizado entre a saída do 
economizador e a entrada do pré-aquecedor e os injetam na parte inferior da fornalha para o 
controle da temperatura do vapor e/ou das emissões de NOx. Ventiladores radiais de pás retas, ou 
centrífugos de pás curvas para trás são os mais adequados para esta função. 
4.7.5 - Controle e características dos ventiladores 
Os ventiladores empregados em caldeiras são caracterizados por uma alta vazão e baixa 
pressão. (para controle da temperatura do vapor e/ou das emissões de NOx). Tipos diferentes de 
pás influenciam o desempenho do ventilador. Em geral tem-se: 
• Pás retas: eficiência de 70 % e alta resistência à erosão; 
• Pás curvadas para frente: eficiência de 80 % e média/alta resistência à erosão; 
• Pás curvadas para trás: eficiência de 85 % e média resistência à erosão; 
• Pás perfiladas: eficiência de 90 % e baixa resistência à erosão. 
 
Os gráficos abaixo mostram as curvas características correspondentes a alguns ventiladores 
centrífugos. Na Figura 4.57 tem-se a eficiência para diferentes vazões. Observa-se, nesta figura 
que o ponto de operação é normalmente em torno da máxima eficiência estática. O parâmetro de 
potência ao freio, como sugere a sua denominação, refere-se a potência do ventilador como 
aquela que se precisa para frear a rotação do eixo do mesmo. 
Quando em operação, para uma capacidade do ventilador, tem-se uma determinada pressão 
estática e potência ao freio. A pressão estática é esperada ser igual à resistência total do sistema. 
Se a resistência é menor que a pressão estática desenvolvida, uma resistência de controle deve 
ser adicionada. O que constitui uma perda ou desperdício de energia. È fundamental ter em 
consideração que a curva característica da Figura 4.57 é baseada em uma velocidade constante 
do ventilador. A Figura 4.58 apresenta curvas típicas pressão estática/vazão para diferentes 
velocidade de rotação. Inclui-se também a curva da resistência do sistema observando-se que a 
mesma aumenta com a vazão. Mudando a velocidade de rotação é possível obter vazões maiores 
com uma pressão estática suficiente para vencer a resistência aerodinâmica do sistema. A cargas 
parciais, quando a resistência aerodinâmica do sistema diminui, é conveniente reduzir a 
velocidade de rotação do ventilador. 
Na seleção do tipo de ventilador devem ser considerados diversos critérios operacionais, 
conforto e de custo, como mostrado na Tabela 4.4, onde são disponibilizadas informações de um 
ventilador de tiragem induzida. 
 
Tabela 4.4 – Critérios sugeridos para a seleção de um ventilador de tiragem induzida (Godichon, 
1996). 
Parâmetro 
Ventilador 
centrífugo 
(Damper 
de entrada) 
Ventilador 
centrífugo 
(Velocidade 
variável) 
Ventilador centrífugo 
(Motor de duas 
velocidades + damper 
de entrada) 
Ventilador axial 
(Pás de 
inclinação 
variável) 
Ventilador axial 
(Pás fixas e 
velocidade 
variável) 
Custo do equipamento Baixo Alto Moderado Alto Alto 
Regulagem da vazão ** **** *** **** **** 
Nível de ruído ** **** *** * *** 
Confiabilidade *** **** *** * *** 
Facilidade de manutenção *** *** *** ** *** 
Economia de energia 
100 % de carga **** **** **** **** **** 
50 % de carga ** **** *** *** **** 
**** Excelente; *** Bom;** Médio; * Ruim. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.54
 
 
Figura 4.57 – Curvas características típicas de ventiladores centrífugos (Li e Priddy, 1985). 
a- Pás curvadas para trás; b- Pá radial reta; c- Pá radial e curvada. 
 
 
 
Figura 4.58 – Características típicas de ventiladores para diferentes velocidades de rotação (Li e 
Priddy, 1985). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.55
4.7.6 - Sopradores de fuligem 
As deposição de cinzas sobre os tubos das superfícies de aquecimento, reduz a troca 
térmica e, em alguns casos, obstruindo a passagem dos gases de combustão. Detalhes sobre este 
assunto, são apresentados no Capítulo 2. Sopradores de fuligem são dispositivos que realizam o 
trabalho de remoção, utilizando vapor, ar comprimido e/ou água como agente de limpeza. Na 
Figura 4.59 é mostrado um esquema simplificado de um soprador de fuligem em vista parcial. 
 
 
 
Figura 4.59 - Esquema de um soprador de fuligem. 
 
Sopradores de fuligem representam um dos métodos de limpeza mais utilizados na 
atualidade, uma vez que se pode aplicar praticamente para todas as superfícies de aquecimento. 
A limpeza ocorre pela ação conjunta dos fatores dinâmico e térmico. 
O fator dinâmico se relaciona com a transformação da energia cinética em energia de 
deformação da camada de sedimentos (fuligem). Quando as tensões mecânicas que surgem 
superam a resistência da camada de sedimentos, acontece a destruição da mesma. 
O fator térmico consiste no surgimento de tensões térmicas na camada de fuligem que está 
sendo banhada por um jato de vapor ou água relativamente fria. Se o grau destas tensões supera 
o limite de resistência da camada de sedimentos, aparecem fissuras que facilitam a ação 
dinâmica. Este fenômeno de formação de fissuras ocorre predominantemente nas superfícies de 
aquecimento de altas temperaturas. 
A seleção do agente de limpeza é feita mediante análise técnico-econômica. As vantagens 
e desvantagens dos fluidos utilizados para limpeza são mostradas na Tabela 4.5. 
 
Tabela 4.5 - Vantagens e desvantagens dos fluidos de limpeza. 
 
Fluido Vantagens Desvantagens 
Vapor1 
 
Facilidade em sua obtenção; 
Facilidade operacional dos equipamentos de limpeza; 
Investimentos relativamente pequenos. 
Perdas de calor e de 
condensado. 
Ar 
 
Não existem perdas de calor e condensado; 
Aumenta a segurança do processo de limpeza (não há 
gotas de água no jato). 
Investimentos adicionais com 
a instalação de compressores. 
Água 
 
Baixo custo. 
Possibilidade de danos estru-
turais na superfície metálica e 
de aquecimento. 
1- Saturado ou superaquecido. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.56
 
O vapor é o fluido de limpeza mais comum, o qual proporciona ainda as seguintes 
vantagens: 
• Facilidade de obtenção da própria caldeira de vapor; 
• Facilidade operacional do equipamento de sopragem; 
• Os investimentos realizados são relativamente pequenos. 
 
A principal desvantagem da utilização do vapor consiste nas perdas de calor. Pode-se 
utilizar vapor saturado ou superaquecido. Para a eliminação de sedimentos (fuligem) de grande 
resistência mecânica, recomenda-se vapor saturado. Na maioria dos casos o vapor superaquecido 
é o preferido como meio de limpeza devido à ausência de umidade. A presença de umidade pode 
aumentar a erosão das superfícies dos tubos. Por outro lado, o vapor superaquecido consegue 
atingir altas velocidades de saída pelos orifícios do soprador de fuligem. 
Um outro fluido de limpeza utilizado é o ar, o qual apresenta as seguintes vantagens: 
• Não há a perda de calor e vapor como no caso da limpeza com vapor; 
• Há um aumento da segurança do processo de limpeza nas superfícies de aquecimento 
devido à ausência de gotas de água no jato de limpeza, que podem provocar tensões 
térmicas excessivas no metal. 
 
Devido ao fato de utilizar ar a baixa temperatura, não há necessidade de isolar 
termicamente as tubulações. A principal desvantagem da limpeza com ar consiste nos 
investimentos consideráveis que devem ser feitos para a instalação de uma estação de 
compressores. 
Recomenda-se utilizar a limpeza com água para a eliminação dos sedimentos mais 
resistentes que estão a altas temperaturas. Na superfície da camada surgem fortes tensões 
térmicas que a destroem. Deve-se levar em conta que a água é o agente de limpeza de menor 
custo. Porém, a utilização da água como agente de limpeza pode ocasionar danos estruturais nos 
tubos metálicos devido ao surgimento de grandes tensões térmicas. 
4.8 - CORROSÃO NAS SUPERFÍCIES DE AQUECIMENTO E TRATAMENT O 
QUÍMICO INTERNO 
A corrosão pode aparecer nos tubos das superfícies de aquecimento de uma caldeira de 
vapor tanto na superfície externa como interna. Os agentes que provocam a corrosão externa 
estão presentes nos produtos da combustão (pentóxido de vanádio, vapores de ácido sulfúrico, 
etc). A corrosão interna é provocada por agentes corrosivos presentes no fluido de trabalho, tais 
como o oxigênio, CO2, NaOH, etc. Tanto a corrosão externa como a interna, constituem a causa 
de falhas no metal dos tubos e provocam consideráveis perdas, por causa de paradas, queda da 
eficiência, etc. A luta contra a corrosão, tanto interna como externa e uma das tarefas mais 
importantes da operação das caldeiras a vapor. 
A corrosão externa aos tubos ocorre em alta e baixa temperatura. A corrosão a alta 
temperatura ocorre nas paredes de água e nos superaquecedores. Externamente às paredes de 
água, o agente corrosivo é o ácido sulfídrico ou sulfeto de hidrogênio (H2S), presente nos gases. 
Nos superaquecedores a corrosão externa se dá devido ao pentóxido de vanádio (V2O5). A 
corrosão nas paredes de água acontece a uma temperatura dos gases superior a 700 °C. O ácido 
sulfídrico forma-se a partir do enxofre presente na composição elementar do combustível. Os 
fatores mais importantes que favorecem a sua formação são: 
• Falta de oxigênio devido a um excesso de ar insuficiente, favorecendo então, a formação 
de H2S (ácido sulfídrico ou sulfeto de hidrogênio); 
• Presença no fluxo de gases de partículas sólidas de carvão que contêm enxofre. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.57
 
Durante o processo de corrosão o H2S reage com o metal dos tubos das paredes de água 
formando sulfato de ferro. O sulfato de ferro formado se desprende do metal e facilita uma nova 
reação continuando o processo de corrosão. 
Para atenuar a formação de H2S deve-se manter uma relação ar/combustível correta nos 
queimadores, minimizando a concentração de partículas de carvão não queimadas que contem 
enxofre. 
A corrosão a alta temperatura por vanádio age nas paredes externas dos superaquecedores 
a uma temperatura dos gases superior a 610 °C, sendo particularmente intensa a uma temperatura 
da ordem de 800 °C. Um dos métodos mais eficientes para diminuir a intensidade de corrosão 
por vanádio é a utilização de aditivos com o combustível. Um aditivo muito eficaz é o óxido de 
manganês (MnO). Verifica-se também que a corrosão por vanádio diminui intensamente quando 
a temperatura do metal atinge valores abaixo de 600 °C. Portanto o controle de temperatura é um 
fator fundamental para reduzir a intensidade da corrosão por vanádio. 
4.8.1 - Corrosão a baixa temperatura 
Ocorre fundamentalmente na região dos pré-aquecedores de ar. Uma corrosão intensa neste 
equipamento diminui seu tempo de serviço, bem como contribui para diminuir o rendimento da 
caldeira de vapor (vazamento de ar para o duto de gases). 
O processo de corrosão nos pré-aquecedores de ar está caracterizado basicamente pela 
presença de vapores de ácido sulfúrico nos gases de combustão. No processo de queima, o 
enxofre reage com o oxigênio formando dióxido de enxofre (SO2). O excesso de ar permite que o 
SO2 formado se transforme em SO3. O tempo limitado de permanência dos gases a temperaturas 
maiores de 1200 °C não permitem a dissociação do SO3. Areação de oxidação do SO2 acontece, 
predominantemente, na região dos superaquecedores. Os catalisadores da reação são o pentóxido 
de vanádio e os óxidos de ferro. Quando a temperatura dos gases atinge a temperatura de 500 °C 
começa haver a formação de vapores de ácido sulfúrico. Nas últimas superfícies de aquecimento 
pelo percurso dos gases aconteçe a sua condensação, atingindo-se a temperatura do ponto de 
orvalho (temperatura dos gases correspondente a pressão parcial dos vapores de ácido sulfúrico: 
50-85 °C para diferentes tipos de carvão mineral e 120-180 °C para óleo combustível com 
diferente conteúdo de enxofre /Gavrilov e Malkin, 1980/). Forma-se então, uma solução de ácido 
sulfúrico que provoca a corrosão externa nos pré-aquecedores de ar. Algumas medidas que 
podem atenuar o processo de corrosão a baixa temperatura são: 
• Utilização de superfícies com recobrimento cerâmico; 
• Preaquecimento do ar com vapor antes dos pré-aquecedores. Isto aumenta a temperatura de 
operação da superfície metálica dos tubos, reduzindo a intensidade da condensação dos 
vapores de ácido sulfúrico. 
4.8.2 - Corrosão interna 
A corrosão interna pode comprometer seriamente os tubos em período relativamente 
curto. Além disso, os produtos da corrosão contribuem para a formação de incrustações. A 
causas da corrosão das superfícies internas dos tubos das caldeiras são: 
• Presença de gases corrosivos como o O2 e CO2, bem como de elementos que facilitem a 
formação destes gases; 
• Parâmetros altos de pressão e temperatura do fluído de trabalho; 
• Alta concentração de agentes corrosivos; 
• Alta carga térmica na superfície de aquecimento; 
• Formação de incrustações que estimulam o processo de corrosão. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.58
 
Os tipos mais comuns de corrosão nas superfícies internas da caldeira de vapor são: 
• Corrosão por O2 e CO2; 
• Corrosão por vapor; 
• Corrosão alcalina; 
• Corrosão por incrustações. 
 
Os métodos de prevenção da corrosão por oxigênio, utilizados com maior freqüência nas 
centrais termelétricas são: 
• Controle da estanqueidade dos equipamentos da central termelétrica que trabalham sob 
vácuo; 
• Introdução de compostos como a hidrazina e amônia no tubulão; 
• Desaeração da água de alimentação. 
 
A velocidade da corrosão por oxigênio se deve a vários fatores entre os quais se destacam: 
• Concentração de oxigênio; 
• Conteúdo de impurezas na água; 
• Velocidade de circulação da água. 
 
Dos três fatores anteriores, o mais importante é a concentração de oxigênio, existindo uma 
relação linear entre a concentração de oxigênio e a velocidade de corrosão. 
A corrosão por CO2 se deve a uma diminuição do PH quando o CO2 está presente na água 
de alimentação. A reação é simples: 
 
 3222 COHCOOH →+ (4.63) 
 
Onde o H2CO3 é o agente corrosivo conhecido como ácido carbônico. 
 
A corrosão por vapor é comum nas superfícies dos superaquecedores com temperaturas 
maiores que 500 °C. O efeito desta corrosão é uma diminuição progressiva da espessura da 
parede do tubo. Essa corrosão se intensifica quando se têm cargas térmicas altas e impurezas no 
vapor. A solução está em eliminar cargas térmicas excessivas e melhorar a qualidade do vapor. 
A concentração de hidróxido de sódio provoca a destruição da camada de óxido que 
protege o metal da superfície interna da caldeira de vapor. Desta forma ocorre uma reação entre 
o ferro do metal e a água, formando óxidos de ferro. Este processo continua até o aparecimento 
de uma fissura no tubo, já que o metal não se restabelece na presença de hidróxido de sódio 
(NaOH). 
A corrosão alcalina se desenvolve geralmente nos tubos próximos a chama dos 
queimadores. Para prevenir a corrosão alcalina é necessário diminuir a concentração de NaOH 
na água da caldeira adicionado fosfatos ácidos e sais de amônia. 
A corrosão localizada devida a incrustações, é um tipo de corrosão que ocorre devido à 
presença de substâncias agressivas nas incrustações, lodos sedimentados e outras substâncias 
depositadas nas superfícies internas das caldeiras de vapor durante a parada deste por um longo 
tempo (manutenção). Os métodos desenvolvidos para a conservação das superfícies internas e a 
redução da intensidade deste tipo de corrosão durante as paradas por longo tempo são: 
• Proteção com um gás inerte; 
• Proteção com água desaerada pressurizada; 
• Proteção com uma solução de amoníaco; 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.59
• Tratamento das superfícies de aquecimento com uma solução de 1 % de amoníaco e nitrato 
de sódio. 
4.8.3 - Tratamento químico interno da água de alimentação das caldeiras 
A fim de garantir uma operação duradoura dos tubos das superfícies de aquecimento, sem 
o aparecimento de fissuras ou vazamentos por excessiva temperatura do metal, é importante 
evitar a formação de incrustações nas superfícies internas das caldeiras de vapor. Os métodos de 
prevenção mais difundidos são: 
• Tratamento químico da água de alimentação em correspondência com os parâmetros do 
vapor e da qualidade da água; 
• Tratamento interno da água de alimentação com produtos químicos injetados diretamente 
no tambor e tubos da caldeira; 
• Prevenção da contaminação da água de alimentação para evitar corrosão do metal das 
superfícies internas. 
 
Deve-se prestar especial atenção ao tratamento químico interno da caldeira. Este pode ser 
realizado mediante a adição de hidrazina e fosfatos na água de alimentação 
4.8.4 - Tratamento com hidrazina 
O O2 e CO2 são gases agressivos que estimulam a corrosão nas superfícies internas da 
caldeira. Para eliminar estes gases que ficam dissolvidos na água utiliza-se a desgaseificação 
química. O produto químico mais comum para a desgaseificação é a hidrazina (N2H4), disponível 
comercialmente como hidrato de hidrazina com 15 % de N2H4. Além disso, a hidrazina é 
misturada na água de alimentação, com o objetivo de evitar a formação de incrustações de óxido 
de ferro e cobre. Com propriedades redutoras, a hidrazina reage com o óxido de ferro e cobre 
formando produtos que podem ser facilmente removidos nas extrações. 
4.8.5 - Tratamento com fosfatos 
A ação dos fosfatos se baseia em sua capacidade de transformar os sais de cálcio e 
magnésio, formadores de incrustações, em lodos que não se aderem às superfícies dos tubos e 
são facilmente evacuados por extrações. A fosfatização se realiza com os seguintes objetivos: 
• Evitar a formação de incrustações de cálcio e magnésio; 
• Garantir uma faixa de pH da água na caldeira de forma que o metal fique protegido contra 
a corrosão. 
 
Para a fosfatização da água utilizam-se os seguintes compostos químicos: 
• Fosfato de Sódio (Na3PO4); 
• Mistura de fosfato de Sódio (Na3PO4) com fosfatos ácidos; 
• Fosfato de amônia. 
 
Uma parte dos sais que se formam na fosfatização não formam lodos, como exemplo a 
fosforita Ca3(PO4)2. O processo de fosfatização é mais efetivo quanto maior for a alcalinidade do 
meio (geralmente o pH está acima de 10,2), motivo pelo qual se introduz fosfato diretamente no 
tambor onde a alcalinidade da água é maior. A fosfatização provoca a formação do precipitado 
Ca10(PO4)6(OH)2., como mostrado na seguinte equação: 
 
 ( ) ( ) 4226410434 SONa10OHPOCaNaOH2PONa6CaSO10 +→++ (4.64) 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.60
 
O hidróxido de sódio reage com o magnésio para formar hidróxido de magnésio Mg(OH)2 
e é mais conveniente que o fosfato de magnésio pois possui menor aderência, porém exige-se um 
meio com pH acima de 10,5. Na Figura 4.60 apresentam-se recomendações em relação com a 
concentração de fosfatos e pH da água no tambor da caldeira em dependência da pressão do 
vapor (Babcock & Wilcox, 1992). 
 
 
 
Figura 4.60 – Concentração de fosfatos na água de alimentação recomendada, para diferentes 
pressões de operação (Babcock & Wilcox, 1992). 
4.9 - EXEMPLOS DE CALDEIRAS INDUSTRIAIS 
4.9.1 - Caldeiras a carvão pulverizadoAs caldeiras a carvão pulverizado são fabricadas na faixa entre 130 t/h e 3175 t/h; pressão 
do vapor entre 12,0 MPa e 35,0 MPa e temperatura até 600 °C. A Figura 4.61 mostra uma 
caldeira de 445 MWt para a queima de carvão pulverizado. Esta caldeira possui uma fornalha 
com extração de cinzas no estado sólido, superaquecedor em duas etapas, reaquecedor, 
economizador e pré-aquecedor de ar. O combustível é descarregado dos alimentadores aos 
moinhos, sendo enviado para os queimadores junto com o ar primário. Na saída da fornalha o 
fluxo de gás é dividido em duas partes: um fluxo escoa através do reaquecedor e outro através do 
superaquecedor intermediário. Isto permite controlar as temperaturas do vapor superaquecido e 
reaquecido quando a caldeira opera a carga parcial. 
A Figura 4.62 mostra uma caldeira de passe único tipo UP (Universal Pressure) fabricada 
pela Babcock&Wilcox. Embora possa operar sob pressões subcríticas, esse projeto é mais 
atrativo quando opera com pressões supercriticas. A capacidade de geração fica na faixa entre 
137 t/h e 4536 t/h e a pressão do vapor pode alcançar valores de até 24,1 MPa. A água passa em 
passe único através do economizador, superfícies evaporativas e superaquecedor, absorvendo 
calor até se transformar em vapor superaquecido. Não existe recirculação e não há necessidade 
de tambor convencional para separar a água do vapor. A temperatura do vapor superaquecido é 
controlada pelas taxas de bombeamento e queima, variando-se a vazão de vapor e de 
combustível. A recirculação de gases nesta caldeira tem por objetivo regular a temperatura do 
vapor reaquecido. Este método pode ser complementado com o uso de atemperadores e a 
variação do excesso de ar. 
4.9.2 - Caldeira de leito fluidizado borbulhante 
Neste tipo de caldeira, o material inerte (geralmente constituído por areia) juntamente com 
o combustível são mantidos suspenso por jatos de ar, formando um leito de altura variável, na 
parte inferior da fornalha. O ar é soprado através um conjunto de bocais instalados na base da 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.61
fornalha (bubble caps). Na Figura 4.63 apresenta-se um exemplo de caldeira adaptada com 
fornalha de leito fluidizado borbulhante. A temperatura do leito é controlada na faixa de valores 
entre 760 °C e 870 °C, o que permite reduzir consideravelmente as emissões de NOx. Os 
parâmetros do vapor são 16,5 MPa/510 °C. Este tipo de tecnologia permite a queima de 
diferentes tipos de combustíveis, como convencionais e resíduos com uma alta umidade (lodos e 
casca de arvores), sendo que o carbono fixo do combustível queima no volume do leito enquanto 
a combustão dos voláteis acontece, predominantemente, acima do mesmo. Um detalhe 
construtivo interessante é a forma de construção da grelha com fundo aberto, o que permite a 
remoção de material de grandes dimensões alheio ao leito. 
 
 
 
Figura 4.61 – Caldeira aquotubular para a queima de carvão pulverizado. Operação a pressão 
subcrítica (Cortesia Babcock&Wilcox). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.62
 
Figura 4.62 – Caldeira aquotubular para a queima de carvão pulverizado. Operação a pressão 
supercrítica (Cortesia Babcock&Wilcox). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.63
 
 
Figura 4.63 – Caldeira de leito fluidizado borbulhante (Cortesia Babcock&Wilcox). 
 
4.9.3 - Caldeira de leito fluidizado circulante 
As caldeiras de leito fluidizado circulante caracterizam-se por ter baixa emissão de 
poluentes e por serem muito versáteis em relação ao tipo de combustível. A Figura 4.64 mostra 
uma caldeira de leito fluidizado circulante da Foster Wheeler. A mesma caldeira é também 
mostrada em corte transversal na Figura 4.65. Na Tabela 4.6 são apresentados os dados de 
projeto. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.64
Tabela 4.6 – Dados de projeto da caldeira de leito fluidizado circulante (Cortesia da Foster 
Wheeler). 
Parâmetro Valor 
Capacidade da caldeira, t/h 360,6 
Pressão do vapor superaquecido, MPa 17,4 
Temperatura do vapor superaquecido, °C 540,0 
Vazão de vapor através do reaquecedor intermediário, t/h 331,4 
Pressão do vapor reaquecido, MPa 3,9 
Temperatura do vapor reaquecido, °C 540,0 
Temperatura da água de alimentação. °C 251,0 
Temperatura dos gases de exaustão, °C 149,0 
Excesso de ar, % 25,0 
Eficiência da remoção de SOx, % > 92 
 
Este tipo de caldeira é capaz de operar com diferentes tipos de carvão, lenha e resíduos de 
refinarias de petróleo, tais como óleo pesado com alto teor de enxofre e coque de petróleo. Uma 
primeira etapa de superaquecimento está localizada entre a parede frontal e posterior da fornalha, 
uma segunda etapa em forma de painel na parede frontal da fornalha e uma terceira no duto 
vertical de gases. A caldeira conta com dois ciclones separadores, que fazem retornar o material 
ao leito. A caldeira possui um sistema para a injeção de amônia visando reduzir a emissão de 
NOx 
 
 
Figura 4.64 – Caldeira de leito fluidizado circulante vista espacial (Cortesia Foster Wheeler). 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.65
 
 
Figura 4.65 - Caldeira de leito fluidizado circulante vista em corte (Cortesia Foster Wheeler). 
4.9.4 - Caldeira do tipo Spreader Stocker para bagaço da cana 
O bagaço da cana representa um tipo de biomassa importante devido a sua alta 
disponibilidade na indústria sucro-alcooleira. A Figura 4.66 mostra uma caldeira para bagaço da 
cana. Trata-se da caldeira AUP-40, fabricada pela empresa CALDEMA. Os parâmetros 
principais de projeto são apresentados na Tabela 4.7. 
 
Tabela 4.7 – Parâmetros principais de projeto da caldeira AUP-40 (Cortesia de CALDEMA). 
 
Parâmetro Valor 
Capacidade da caldeira, t/h 120,0 
Pressão do vapor superaquecido, MPa 4,2 
Temperatura do vapor superaquecido, °C 400,0 
Temperatura da água de alimentação. °C 95,0 
Temperatura dos gases de exaustão, °C 157,0 
Índice de geração de vapor, kgvapor/kgbagaço 2,31 
Excesso de ar 30,0 
 
Esta caldeira possui uma fornalha totalmente revestida por paredes de água constituída por 
tubos com membranas soldadas. A grelha é de tipo basculante. Na saída da fornalha, no sentido 
de escoamento dos gases, tem-se uma fileira de tubos evaporadores (screen) e superquecedor. A 
caldeira também conta com um feixe convectivo que une o tambor superior ao inferior. Nos 
canais verticais estão instalados o pré-aquecedor de ar e o economizador. A caldeira possui um 
separador de particulados, que além de reduzir as emissões de particulados, reduz também a 
intensidade da erosão no exaustor localizado jusante o separador e antes da chaminé. O ar 
primário é preaquecido até 334 °C e fornecido por baixo da fornalha. O ar secundário é fornecido 
pelas paredes frontais e traseira da fornalha e visa completar a combustão do material volátil. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.66
 
Figura 4.66 – Caldeira típica para bagaço de cana (Cortesia CALDEMA). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.67
4.10 - CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO DE CALOR: CLASSIFICAÇÃO E 
CARACTERISTICAS CONSTRUTIVAS 
A preocupação com o uso da energia “residual” contida num fluxo de gases existe há 
muito tempo. O aumento progressivo no custo do combustível, a necessidade de recuperar o 
calor em vários processos industriais e uma legislação ambiental cada vez mais exigente, fazem 
da recuperação de calor um processo necessário visando o máximo aproveitamento energético. 
Numa central termelétrica, o calor de escape das turbinas a gás pode servir como fonte de 
energia para um ciclo a vapor. A maximização da recuperação de calor acontece combinando a 
geração de eletricidade com o uso de calor num processo produtivo; denominado cogeração, e 
que permite uma eficiência de até 90 % (baseado na primeira lei da termodinâmica) da energia 
fornecida pelo combustível. 
Em algumas industrias como, por exemplo,produção de aço, refino de petróleo, produção 
de papel e processamento de alimentos, são aplicadas as técnicas de recuperação de calor. Nestes 
processos a recuperação de calor permite uma redução considerável do consumo de 
combustíveis. Desenvolvimento ainda maior é percebido na área da geração de eletricidade, onde 
se procura combinar os ciclos a gás com os ciclos a vapor. A caldeira de recuperação, 
identificada aqui pela sigla “CR”, representa o acoplamento entre os dois ciclos. É comum que a 
caldeira de recuperação seja identificada pela sigla em inglês HRSG (Heat Recovery Steam 
Generator). 
A CR é basicamente um trocador de calor em contracorrente composto por uma série de 
seções: superaquecedor; evaporador e economizador; estes são montados geometricamente em 
seqüência desde a entrada do gás até sua saída, visando maximizar a recuperação do calor dos 
gases e a geração de vapor. 
Uma CR representa um componente fundamental numa instalação de ciclo combinado, 
afetando além do custo inicial de investimento, custos de operação e eficiência global. 
4.10.1 - Classificação das caldeiras de recuperação segundo o arranjo das superfícies de 
aquecimento 
Refere-se à disposição das superfícies de troca de calor. Segundo este critério, uma CR 
pode ser horizontal ou vertical. As CR horizontais têm as superfícies de troca de calor dispostas 
ao longo do plano horizontal (Figura 4.67). Este arranjo permite a colocação das áreas de troca 
de calor sem reforço estrutural, maximizando a recuperação de calor e a geração de vapor. 
Porém, a caldeira ocupa uma maior área no plano horizontal. 
 
 
 
Figura 4.67 – Caldeira de recuperação com arranjo horizontal. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.68
As CR verticais são as que têm as superfícies de troca de calor dispostas ao longo do plano 
vertical (Figura 4.68). Como vantagem pode-se indicar que a caldeira ocupa uma menor área no 
plano horizontal. Como desvantagem, há que se considerar a necessidade de reforço estrutural, 
ficando mais alto o investimento. 
 
 
 
Figura 4.68 - Caldeira de recuperação em arranjo vertical. 
4.10.2 - Classificação das caldeiras de recuperação segundo a força motriz para circulação 
Refere-se à forma de circulação da água no interior dos tubos. Segundo este critério, as 
caldeiras podem ser de circulação natural ou de passe único. 
Nas de circulação natural, a circulação se estabelece pela força motriz gerada pela 
diferença de densidade existente entre a fase líquida e o vapor. Neste caso não há necessidade de 
bomba para garantir a circulação. Entretanto, a geração de vapor a parâmetros supercríticos não é 
possível. A Figura 4.67 representa uma CR de circulação natural. 
Nas de passe único, a circulação se estabelece pela diferença de pressões gerada através de 
acionamento mecânico (bomba). Este sistema permite a geração de vapor a parâmetros 
supercríticos, melhorando a eficiência global da central. Como desvantagem pode-se afirmar a 
necessidade de bomba para garantir a circulação, que sendo um equipamento adicional, aumenta 
os custos associados ao investimento, operação e manutenção. Os componentes terão que 
suportar cargas maiores devido a maior pressão de operação com parâmetros supercríticos. A 
Figura 4.68 representa uma CR de passe único. 
4.10.3 - Classificação segundo o modo de recuperação 
A queima de um combustível suplementar pode ser necessária visando aumentar a 
capacidade de geração de vapor na caldeira e a potência gerada pelo ciclo inferior a vapor. 
Segundo este critério, o sistema pode ser sem queima suplementar e com queima suplementar. 
As Figuras 4.67 e 4.68 apresentam caldeiras de recuperação sem queima suplementar. 
Nas CR com queima suplementar observa-se uma redução da eficiência da instalação de 
ciclo combinado, no entanto, a queima suplementar é implementada procurando aumentar a 
potência disponível na instalação de turbina a vapor da central de ciclo combinado. 
4.10.4 - Classificação segundo o número de níveis de pressão 
Segundo este critério, uma CR pode ser de um, dois e três níveis de pressão. A utilização 
de dois e três níveis de pressão reduz as irreversibilidades inerentes a troca de calor entre os 
gases e o vapor, já que reduz a diferença de temperatura entre ambos fluidos. Além disso, deve-
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.69
se considerar a possibilidade de que a planta necessite de vapor a vários níveis de pressão, o que 
pode ser interessante em instalações de cogeração. As Figuras 4.67 e 4.68 apresentam CR com 
um nível de pressão. Esquemas de caldeiras de recuperação com dois e três níveis de pressão são 
apresentadas nas Figuras 4.69 e Figura 4.70, respectivamente. 
 
 
 
Figura 4.69 - Caldeira de recuperação com dois níveis de pressão, ABB (1992). 
 
 
 
Figura 4.70 - Caldeira de recuperação com três níveis de pressão, ABB (1992). 
4.10.5 - Caldeiras de recuperação com arranjo horizontal 
As CR com arranjos horizontais são montadas por módulos, projetados para serem 
encaixados na maioria das instalações dos sistemas com ciclos combinados. A CR pode ter até 
quatro módulos montados numa mesma estrutura (Figura 4.71): um módulo de alta pressão, dois 
módulos de pressões intermediárias e um módulo de baixa pressão. O módulo de alta pressão é 
empregado para a geração de potência (temperatura do vapor superaquecido de até 540 °C). Os 
módulos de pressões intermediárias podem ser empregados tanto para a geração de potência 
(reaquecimento), como fonte de vapor para injeção na câmara de combustão das turbinas a gás a 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.70
fim de controlar a formação de NOx, assim como para o fornecimento de calor de processo. O 
módulo de baixa pressão é comumente usado para desaeração, aquecimento da água de 
alimentação, ou serviços auxiliares. 
 
 
Figura 4.71 – Esquema ilustrativo de uma caldeira de recuperação com três níveis de pressão e 
vários módulos, Siemens (1997). 
 
 Considerações especiais são feitas no projeto do duto de gás que liga a turbina a gás com a 
CR, na configuração dos módulos, válvulas e outros dispositivos visando evitar quedas de 
pressão originadas por mudanças de direção ou velocidades excessivas. Parâmetros para a 
geração termelétrica 
A seção básica de uma CR consiste de paneis de tubos com aletas e soldados a coletores 
que são transportados separadamente. Algumas CR de baixa capacidade são montadas na fábrica 
para posteriormente serem instaladas no local da planta. Os parâmetros de operação de CR para 
aplicações na geração de eletricidade com turbinas a gás em ciclo combinado são apresentados 
na Tabela 4.8, valores estes válidos para CR de qualquer fabricante. 
Nas CR com circulação natural, os tubos devem estar dispostos em posição vertical a fim 
de que seja gerada uma carga motriz suficiente para manter regimes estáveis de circulação. Além 
disto, este projeto oferece uma melhor resposta ante as variações da carga, fato freqüente nas 
plantas de ciclo combinado para a geração de eletricidade. 
Tabela 4.8 - Faixa de variação dos parâmetros de CR para aplicações na geração de eletricidade 
com turbinas a gás em ciclo combinado (Babcock&Wilcox, 1992). 
Parâmetro Valor 
Potência da turbina a gás, MW 1 até 220 
Vazão de gases, kg/s 0,32 até 630 
Temperatura do gás no escape da turbina a gás, °C ≤ 650 
Temperatura atingida com a queima suplementar, °C ≤ 900 
Vazão de vapor gerado, kg/s 1,9 até 76 
Alta pressão, MPa ≥ 2,8 
Pressão intermediária, MPa 2,8 até 3,4 
Baixa pressão, MPa 0,103 até 3,4 
Temperatura do vapor, °C ≤ 541 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.71
4.11 - CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO: PROJETO, SELEÇÃO DO PINCH POINT E 
TEMPERATURAS DE APROXIMAÇÃO. 
4.11.1 - Parâmetros a considerar para um projeto econômico. 
Para que o projeto seja tecnicamente viável deve-se avaliar e estabelecer os seguintes 
parâmetros: 
• Pressão do gás disponívelpara recuperação de calor; 
• Níveis de pressão, temperatura e capacidade desejada para a caldeira; 
• “Pinch Point” (Ver ∆TP na Figura 4.72): O pinch point deve corresponder à diferença 
mínima de temperaturas entre a temperatura do gás na saída do evaporador e temperatura 
de saturação do vapor ; 
• Temperaturas de aproximação no economizador e no superaquecedor (Ver ∆TE e ∆TSa na 
Figura 4.72): A temperatura de aproximação no economizador é definida como a diferença 
entre a temperatura do gás na saída da seção evaporadora e a temperatura da água na saída 
do economizador; Para o superaquecedor, é a diferença de temperaturas entre a 
temperatura com que entra o gás na CR e a temperatura do vapor superaquecido que sai da 
CR; 
• Temperatura de saída dos gases de combustão. 
 
Na tabela 4.9, a temperatura de aproximação no economizador é definida como a diferença 
entre a temperatura do gás e a temperatura da água na saída do economizador. 
 
Figura 4.72 - Representação do pinch point e temperaturas de aproximação. 
 
A seleção destes parâmetros é baseada na experiência junto a considerações de caráter 
econômico. A pressão de entrada do gás (por exemplo, do gás de escape de uma turbina a gás 
‘TG’) é influenciada pela área da seção transversal ao percurso do gás. Uma alta pressão do gás 
reduz o custo da CR, mas reduz a eficiência e potência da TG. Valores típicos de pressão de 
entrada do gás encontram-se na faixa de 2,5-3,7 kPa. 
O pinch point e as temperaturas de aproximação têm um impacto significativo sobre o 
tamanho da CR. Para valores pequenos, há necessidade de grandes superfícies de troca de calor, 
junto a um alto custo de investimento inicial. A experiência recomenda para CR os valores de 
pinch point e temperaturas de aproximação que se apresentam na Tabela 4.9. Naturalmente pode-
se selecionar ainda menores para determinadas aplicações específicas. 
A temperatura de entrada da água de alimentação no economizador deve ser estabelecida 
de modo a evitar que a superfície externa dos tubos alcance a temperatura de ponto de orvalho 
dos vapores de ácido sulfúrico presentes no gás. A temperatura mínima de 116 °C é 
recomendada no caso o teor de enxofre na composição elementar do combustível for 
considerável. Do mesmo modo em que é controlada a temperatura da água de alimentação, deve-
se também controlar a temperatura de saída dos gases de combustão. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.72
 
Tabela 4.9 - Recomendação do valor do pinch point e das temperaturas de aproximação 
(Babcock&Wilcox, 1992). 
 
 Valor 
Pinch point ∆TP = 11-28 °C 
Aproximação de temperaturas no economizador ∆TE = 6-17 °C 
Aproximação de temperaturas no superaquecedor ∆TSa = 22-33 °C 
 
Os parâmetros de pressão e temperatura do vapor são selecionados visando um projeto 
técnica e economicamente viável. Geralmente altas pressões, considerando a mesma área de 
troca de calor, permitem atingir uma maior eficiência na parte de vapor do ciclo combinado, mas 
para o caso de CR com apenas um nível de pressão, as altas pressões limitam a quantidade de 
calor transferido. Por este fato é recomendado o emprego de CR com vários níveis de pressão. 
4.11.2 - Efeito do valor do pinch point e operação em off-design 
O valor do pinch point afeta diretamente a quantidade de vapor gerado. Na Figura 4.73 se 
mostra como a redução do pinch point (mantendo constantes outros parâmetros) aumenta a 
potência gerada pela turbina a vapor Como consequência do aumento na quantidade de calor 
transferida. No entanto, a superfície de troca de calor na CR aumenta exponencialmente (e 
conseqüentemente os custos) na medida em que o pinch point cai até seu valor mínimo. Desta 
forma deve-se estabelecer um ponto de equilíbrio que corresponda à máxima quantidade de 
vapor gerado com o mínimo custo. 
 
 
 
 
Figura 4.73 - Efeito do pinch point sobre a potência gerada na turbina a vapor e a superfície de 
troca de calor relativa da CR para um nível de pressão sem queima de combustível suplementar 
(Kehlhofer et al., 1999). 
 
 
Além disto, um baixo valor do pinch point propicia a geração de vapor no economizador 
em condições de off-design. Este efeito não é desejado, mas é inevitável, e pode acarretar 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.73
problemas durante a operação. Algumas medidas que podem ser avaliadas para evitar falhas nos 
tubos do economizador durante a operação são: 
• Aumento da seção final dos tubos antes da entrada no tambor visando reduzir a taxa de 
formação de vapor; 
• Introdução da água de alimentação no tambor através do dispositivo separador; 
• Utilização do by-pass ao condensador a fim de garantir a circulação de água através dos 
tubos da CR , quando a turbina a vapor não está em operação (partida ou emergência). 
4.11.3 - Vantagens do emprego de vários níveis de pressão 
Nos projetos com vários níveis de pressão, consegue-se maior flexibilidade de aplicação, 
bem como aumentar a eficiência da caldeira de recuperação de calor. Para aplicação não 
termelétrica em alguns casos há necessidade de gerar vapor a diferentes pressões de trabalho. 
Neste caso a geração de vapor a distintos níveis de pressão numa mesma caldeira de 
recuperação, aumenta a eficiência térmica da instalação e diminui os custos específicos de 
investimentos e de operação e manutenção. Nas centrais termelétricas de ciclos combinados, 
mediante escolha apropriada dos níveis de pressão, pode-se aumentar a eficiência e potência 
gerada na instalação. Neste caso, os diferentes níveis de pressão são empregados para o 
reaquecimento de vapor intermediário na turbina a vapor e/ou utilização no tanque desareador. 
Na Figura 4.74 são apresentados os diagramas termodinâmicos no plano T-S, de uma planta de 
ciclo combinado empregando uma CR com um nível de pressão (Figura 4.74a) e com três níveis 
de pressão (Figura 4.74b). 
 
 
 (a) (b) 
 
Figura 4.74 - Vantagens do emprego de vários níveis de pressão em caldeiras de recuperação. 
a- CR com um nível de pressão, b- CR com três níveis de pressão. 
 
Na Figura 4.74b, a área de cor mais escura representa o aumento na potência elétrica da 
instalação, quando a CR tem três níveis de pressão. A área listrada nos diagramas a e b 
representa o trabalho útil em cada ciclo. A implementação de três níveis de pressão permite 
aumentar a mesma. 
Um exemplo mostrando vantagens no emprego de vários níveis de pressão em CR é 
apresentado por Böhm (1994), consideradando como referência uma CR de dois níveis de 
pressão, sem reaquecimento de vapor para o estagio intermediário da turbina a vapor. Os valores 
de aumento da eficiência da planta em pontos porcentuais para as diferentes alternativas 
analisadas são apresentados na Figura 4.75. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.74
Os resultados apresentados na Figura 4.70 se referem à uma central de ciclo combinado 
para a geração de uma potência líquida de 670 MW. No caso de referência a CR é de dois níveis 
de pressão, com parâmetros iniciais do vapor 8 MPa e 540 °C sem reaquecimento. São 
comparadas CR com diferentes níveis de pressão, com e sem reaquecimento, para parâmetros 
iniciais do vapor de 8 MPa/540°C e 25 MPa/540°C. Para o caso particular de quatro níveis de 
pressão analisou-se também o aumento de eficiência para uma temperatura inicial do vapor de 
570 °C. Em todas variantes comparadas, a pressão no condensador é 4 kPa com uma temperatura 
de saída dos gases da turbina a gás de 582 °C. 
Observa-se que com apenas um nível de pressão, a eficiência térmica da planta seria menor 
em 1,75 pontos percentuais. Com parâmetro iniciais do vapor 25 MPa/540 °C, o aumento na 
eficiência da planta pode ser de até 1,9 e 2,3 pontos percentuais, com o emprego de três ou 
quatro níveis de pressão, respectivamente. O aumento em 30°C da temperatura do vapor para a 
configuração com quatro níveis de pressão representou um aumento na eficiência da planta de 
0,1 ponto percentual.Desta forma pode-se concluir que o uso de vários níveis de pressão conduz 
de fato, a aumento na eficiência da planta, mas, seu efeito é maior quando é combinado com 
parâmetros mais elevados do vapor e é implementado o reaquecimento do vapor intermediário na 
turbina a vapor. Na Tabela 4.10 é apresentada a variação na potência gerada na central 
termelétrica ∆P, expressada em MW) com as distintas alternativas analisadas. 
 
0
0,5 0,6
1,2
-1,75
1,9
0,6
2,3 2,4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
U
m
 n
ív
el
 d
e 
pr
es
sã
o
D
oi
s 
ní
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o
D
oi
s 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o 
si
m
pl
es
re
aq
ue
ci
m
en
to
T
rê
s 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o
T
rê
s 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o 
si
m
pl
es
re
aq
ue
ci
m
en
to
D
oi
s 
ní
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o
T
rê
s 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o 
si
m
pl
es
re
aq
ue
ci
m
en
to
Q
ua
tr
o 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o 
du
pl
o
re
aq
ue
ci
m
en
to
Q
ua
tr
o 
ni
ve
is
 d
e 
pr
es
sã
o 
du
pl
o
re
aq
ue
ci
m
en
to
∆η
, 
po
nt
os
 p
or
ce
nt
ua
is
8 MPa/540 °C 25 MPa/540 °C 25 MPa/570 °C
 
Figura 4.75 - Vantagens do uso de vários níveis de pressão na caldeira de recuperação numa 
instalação de ciclo combinado, com e sem reaquecimento de vapor intermediário na turbina a 
vapor, para a geração de eletricidade em grande escala, adaptado de Böhm (1994). 
 
 
 
 
 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.75
Tabela 4.10 - Valores da variação da potência gerada na central termelétrica. Caso referência 
com dois níveis de pressão, parâmetros iniciais do vapor 8 MPa/540 °C e potência líquida gerada 
de 670 MW. 
 
Caso ∆P, MW 
8 MPa/540 °C 
Um nível de pressão -21 
Dois níveis de pressão (caso referência) 0 
Dois níveis de pressão simples reaquecimento 6 
Três níveis de pressão 8 
Três níveis de pressão simples reaquecimento 15 
25 MPa/540 °C 
Dois níveis de pressão 8 
Três níveis de pressão simples reaquecimento 24 
Quatro níveis de pressão duplo reaquecimento 28 
25 MPa/570 °C 
Quatro níveis de pressão duplo reaquecimento 30 
 
A análise destes valores indica que, mesmo quando o aumento da eficiência da planta é 
pequeno em valores absolutos, seu impacto em termos de potência é significativo. 
4.11.4 - Recuperação de calor a pressões supercríticas 
A geração de vapor a pressões supercríticas é uma das alternativas para aumentar a 
eficiência na geração de eletricidade nas centrais termelétricas a vapor (ciclo Rankine), fato 
aplicável também as centrais termelétricas de ciclo combinado. 
A geração de vapor a parâmetros supercríticos numa CR é realizada empregando a 
circulação forçada de passe único (Once-Through Supercritical Heat Recovery Steam 
Generator). Na Figura 4.75 são apresentados os perfis de temperaturas de uma CR para a 
geração de vapor a pressões subcríticas e supercríticas. 
 
 
 
Figura 4.75 - Perfil de temperaturas em caldeiras de recuperação a distintos parâmetros do 
vapor. 
a- Geração de vapor a pressões subcríticas; b- Geração de vapor a pressões supercríticas. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.76
Pode-se observar como a parâmetros supercríticos a mudança de fase água-vapor não é 
mais realizada a temperatura constante, fato que acontece com a geração de vapor a parâmetros 
subcríticos. Neste caso o pinch point desloca-se para uma região de maior temperatura do gás. A 
redução do ∆t na troca de calor leva à redução das perdas e ao aumento da quantidade de energia 
tranaferidaà mistura água-vapor. 
Dechamps e Galopin (1998) realizaram uma comparação entre vários esquemas de 
geração de vapor a parâmetros subcríticos e supercríticos numa central termelétrica de ciclo 
combinado. Nas variantes analisadas, eles concluíram que com a geração de vapor a parâmetros 
supercríticos, se teve um aumento na eficiência total da central de 2,33 pontos percentuais, ao 
mesmo tempo em que o aumento de potência elétrica gerada na turbina a vapor atingiu 16 MW. 
4.11.5 - Recuperação de calor mudando o fluido de trabalho: ciclo Kalina 
Mudar o fluido de trabalho na CR, empregando uma mistura água-amônia no lugar de água 
é a proposta do ciclo Kalina para a geração termelétrica. O uso desta mistura faz que a mudança 
de fase, líquido-vapor, não seja a temperatura constante, permitindo uma maior recuperação de 
calor, aumentando assim a geração de vapor. Na Figura 4.76 está representado o aumento da 
energia transferida no ciclo Kalina. 
 
 
 
Figura 4.76 - Perfis de temperatura para uma CR de um nível de pressão empregando como 
fluido de trabalho água e uma mistura água-amônia (Ciclo Kalina). 
Segundo Korobitsyn (1998), nos ciclos combinados com ciclo Kalina pode-se produzir 
entre 10-30 % de potência a mais do que em ciclos combinados com ciclo Rankine. 
Em um ciclo combinado com ciclo Kalina, empregando a turbina a gás MS9001FA, são 
obtidos 412 MW com 59,6 % de eficiência. Com a mesma turbina a gás, mas em um ciclo 
combinado usando água como fluido de trabalho e uma CR de três níveis de pressão com 
reaquecimento, são obtidos 396 MW com 57,3 % de eficiência (Bjorge et al., 1997). 
Segundo Stambler (1995), além do aumento da eficiência da central termelétrica e da 
eletricidade gerada, outras vantagens do ciclo Kalina, são: 
• Não opera com o condensador a vácuo; 
• Reduz o tempo de partida (utiliza caldeiras com só um nível de pressão); 
• A relação água-amônia pode mudar segundo a temperatura ambiente para maximizar a 
potência e a eficiência da central; 
• Reduz o tamanho da central. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.77
4.11.6 - Recuperação de calor com queima suplementar 
A queima suplementar tem a finalidade de aumentar a temperatura e/ou disponibilidade 
energética do gás, visando atender a demanda de vapor, controlar a temperatura de 
superaquecimento, reduzir as áreas das superfícies de troca de calor, ou atingir os parâmetros do 
vapor requeridos para um determinado processo. 
A quantidade de combustível queimado é função da concentração de oxigênio no gás, azão 
de gás, temperatura do gás e temperatura do gás a ser atingida. De acordo com a Tabela 4.8, 
pode-se operar com temperaturas de até 900 oC com queima suplementar, para aplicações de 
geração termelétrica. Na Figura 4.77 são mostrados os locais e instalação dos queimadores e 
câmara de combustão em uma CR modificada para queima suplementar. 
Combustíveis gasosos são preferencialmente empregados para a queima suplementar. No 
setor siderúrgico, por exemplo, pode ser usado o CO obtido de alto forno. Nas centrais 
termelétricas de ciclo combinado, o gás natural é o combustível amplamente empregado para 
este propósito. Detalhes construtivos de um queimador de gás para a queima suplementar em CR 
são mostrados na Figura 4.78. 
 
 
 
Figura 4.77 - Caldeira de recuperação adaptada para operação com queima suplementar. 
(Cortesia da Babcock & Wilcox) 
 
 
 
Figura 4.78 - Detalhes construtivos de um queimador de gás para a queima suplementar em CR 
(Ganapathy, 1991). 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.78
De acordo com a Figura 4.78, existem vários bocais (queimadores) distribuídos 
geometricamente de maneira uniforme para ocupar toda a área de passagem do gás. Esta 
distribuição garante um perfil adequado do gradiente de temperatura na região de queima 
melhorando o processo de combustão, reduzindo a parcela de combustível não queimado. 
4.12 - EFICIÊNCIA DE CALDEIRAS DE RECUPERAÇÃO 
Para calcular a eficiência térmica de uma caldeira de recuperação, há necessidade de 
instrumentação adequada (segundo os requisitos da norma selecionada para a avaliação) para 
medir os parâmetros relativos a pressão, temperatura, vazões, etc. 
Na Figura 4.79 é apresentado o esquema geral e o perfil de temperaturas para a análise 
termodinâmica de uma caldeira de recuperação de um nível de pressão com queima suplementar 
de combustível. 
Nesta figura os volumes de controle‘A’, ‘B’ e ‘C’ representam os módulos de troca de 
calor do superaquecedor, evaporador e economizador, respectivamente. O volume de controle 
‘D’ representa toda a CR. O gás que sai da turbina a gás entra na câmara de combustão 
aumentando sua temperatura, desde a temperatura ‘1’ até a temperatura ‘2’, com a queima 
suplementar de combustível. O gás transfere calor ao superaquecedor ‘A’ gerando-se vapor 
superaquecido com os parâmetros do ponto ‘d’; a temperatura do gás diminui desde ‘2’ até ‘3’. 
No evaporador ‘B’ ocorre mudança de fase desde ‘b’ até ‘c’; a temperatura do gás diminui desde 
‘3’ até ‘4’. A água de alimentação é aquecida no economizador ‘C’, desde a temperatura ‘a’ de 
entrada na CR até a temperatura ‘b’; a temperatura do gás diminui desde ‘4’ até a temperatura de 
saída ‘5’. 
 
 
 
Figura 4.79 - Esquema para a análise termodinâmica e perfil de temperaturas de uma caldeira de 
recuperação com um nível de pressão e queima suplementar de combustível. 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.79
4.12.1 - Balanço de massa 
De acordo com o princípio de conservação da massa, tem-se: 
 
 ∑ = 0m& (4.65) 
 
Para o gás no queimador, então: 
 
 0mmm 2F1 =−+ &&& (4.66) 
 
Para as diversas seções da CR o balanço de massa dos gases será: 
 
 5432 mmmm &&&& === (4.67) 
 
Para o volume de controle ‘D’ da Figura 4.79, tem-se: 
 
 0mmm 5F1 =−+ &&& (4.68) 
 
Pode-se escrever o balanço de massa da água e o vapor para os diversos módulos da CR 
como: 
 
Superaquecedor, 
 0mm dc =− && (4.69) 
 
Evaporador, 
 0mm cb =− && (4.70) 
 
Economizador, 
 
 0mm ba =− && (4.71) 
 
Para a água-vapor, então: 
 
 0mm da =− && (4.72) 
 
Ou seja, vdcba mmmmm &&&&& ==== . 
4.12.2 - Balanço de energia 
O balanço de energia para o queimador será: 
 
 0QhmQhm
1P22F11
=−⋅−+⋅ && (4.73) 
Onde PCImQ FF ⋅= & representa o calor fornecido na queima suplementar, F
.
m é o consumo 
de combustível e ‘PCI’ seu poder calorífico inferior. A parcela ‘QP’ refere-se ao calor transferido 
ao meio ambiente. Assumindo ‘cP’ constante para os gases se pode considerar Tch P ∆⋅= , 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.80
constante, e a equação (4.68) se tem os balanços de energia para os distintos módulos da CR. No 
capítulo 3 explica-se como realizar o cálculo do ‘cP’ de uma mistura de gases. 
Balanço de energia para o superaquecedor (volume de controle ‘A’): 
 
 0QQQ
2sasa PVG
=−− (4.74) 
 
onde, 
 
 ( )32P2G TTCmQ sa −⋅⋅= & (4.75) 
 
 ( )
cdsa VV2V
hhmQ −⋅= & (4.76) 
 
São os calores transferidos do gás ‘QG’ à água ‘QV’ no superaquecedor. Sendo nas 
equações (4.75 e 4.76): 
 
 ( )VdV P,Tfh = (4.77) 
 
e 
 
 sa2d TTT ∆−= (4.78) 
 
Balanço de energia para o evaporador (volume de controle ‘B’): 
 
 0QQQ
3evev PVG
=−− (4.79) 
 
onde, 
 ( )43P3G TTcmQ ev −⋅⋅= & (4.80) 
 
 ( )
sat.liqsatev VV3V
hhmQ −⋅= & (4.81) 
 
‘QG’ ‘Q V’ representam o calor transferido do gás para a água no evaporador, onde 
 
 ( )VV Pfh = (4.82) 
e 
 Psat4 TTT ∆+= (4.83) 
 
Balanço de energia para o economizador (volume de controle ‘C’): 
 
 0QQQ
4EE PVG
=−− (4.84) 
 
onde, 
 
 ( )54P4G TTCmQ E −⋅⋅= & (4.85) 
 
 ( )
abE VVvV
hhmQ −⋅= & (4.86) 
 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.81
‘QG’ e ‘QV’ representam o calor transferido do gás para a à água no economizador, onde: 
 
 ( )
aaa VVV
P,Tfh = (4.87) 
 
 ( )
bbb VVV
P,Tfh = (4.88) 
e 
 
 EPsatV TTTT b ∆−∆+= (4.89) 
 
A temperatura de saída dos gases é um resultado do cálculo. Se for o caso, deve-se ter em 
conta que seu valor tem que ser maior que a temperatura do ponto de orvalho, visando evitar a 
formação de condensados corrosivos na saída da caldeira. 
4.12.3 - Procedimento de projeto preliminar de uma caldeira de recuperação. 
1. Assumir os parâmetros de saída do vapor (P, T) para a aplicação que está sendo objetivo 
do cálculo; 
2. Selecionar os valores do pinch point, ∆Tsa e ∆TE, pela Tabela 4.9; 
3. Calcular ou assumir as perdas ‘QP’ nas diversas seções da CR; Nas instalações atuais, é 
possível reduzir as perdas de calor ao ambiente em até 3 % da energia total transferida 
para cada uma das seções; 
4. Na base da temperatura de entrada do gás, concentração de oxigênio disponível no gás e 
temperatura da entrada da água de alimentação calcular o calor transferido no queimador 
e em cada seção: superaquecedor, evaporador e economizador. Assim ficam 
determinadas as temperaturas T2, T3 e T5, junto com a vazão de vapor ‘vm& ’; 
5. Calcular a eficiência da CR pela equação (4.88) aplicada ao volume de controle ‘D’: 
 
 
( )
5
.
5F1
.
1
ad
.
V
CRC
hmQhm
hhm
⋅−+⋅
−⋅
=η (4.90) 
4.12.4 - Especificação de caldeiras de recuperação 
Para especificar as CR, vários aspectos deverão ser considerados (adaptados de 
Ganapathy 2000): 
• Aplicação. Neste caso deve-se saber qual é a origem do gás e como ele é gerado. O 
esquema térmico da planta permite resolver esta questão; 
• Composição do gás (em base mássica e volumétrica). Com a composição do gás é 
esclarecida a possibilidade de corrosão a alta ou baixa temperatura. O calor específico do 
gás incide diretamente na quantidade de vapor gerado, a operação da CR e o perfil de 
temperatura. A pressão do gás também é importante, pois a pressões acima da atmosférica 
deve-se evitar qualquer vazamento de gases, precisando-se de um revestimento especial; 
• Limpeza do gás. A CR é muito sensível a este aspecto. Com um gás limpo é possível 
reduzir as superfícies de troca de calor e construir uma CR mais compacta. Quando o gás é 
sujo, superfícies de proteção adicionais terão que ser instaladas, acarretando o aumento de 
peso no equipamento e no custo de investimento inicial; 
• Queda de pressão. A perda de carga deve ser minimizada. Para o caso das aplicações com 
ciclos combinados, uma maior perda de carga na caldeira implica numa redução da 
potência gerada na turbina a gás; 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.82
• Temperatura de saída do gás. Em algumas aplicações é possível estimar esta temperatura, 
estes casos são geralmente onde o gás na saída da CR não terá uma aplicação posterior. 
Naquelas aplicações em que o gás terá um uso posterior, a temperatura de saída estará 
limitada pelas exigências do processo tecnológico subseqüente; 
• Controle da emissão de poluentes. Em lugares com restrições severas de emissão de 
poluentes será necessário o uso de catalisadores entre as superfícies de troca de calor para 
atingir a temperatura ótima do gás; 
• Concentração de oxigênio no gás. A concentração de oxigeno no gás de escape da turbina a 
gás é importante para o caso em que será empregada a queima suplementar de combustível 
na CR; 
• Requerimentos de qualidade do vapor. Aplica-se a casos em que especificações rigorosas 
são necessárias para o uso do vapor em determinados equipamentos; por exemplo, injeção 
de vapor em turbinas a gás. Caso se empregue o atemperamento do vapor na CR para a 
geração de vapor superaquecido, será importante mencionar se está disponível a 
desmineralização da água; 
• Superfícies de troca de calor. Deve-se evitar especificar antecipadamente as superfícies de 
troca de calor. Na hora do projeto da CR existem diferentes formas (Variação de 
velocidade de passagem do gás pela superfície de troca de calor, forma das aletas e sua 
disposição geométrica, etc.), que podem servir para melhorar a eficiência da troca de calor. 
4.13 - REFERÊNCIAS 
ABB, Combustion Engineering Systems. ABB’s technology leadership has spearheaded the 
development of modern Heat Recovery Steam Generators (HRSGs) that satisfy 
today’s unique combined cycle and cogeneration requirements. Printed in USA, 1992. 
Babcock & Wilcox, Babcock and Wilcox Corporation. Steam its Generations and Uses; 40th 
Edition, Editors Steven C. Stultz and John B. Kitto, Babcock and Wilcox Corporation, 
Barbenton, Ohio, USA, 1992. 
BABCOCK & WILCOX, Our boilers and environmentalequipment. (Catálogo). 
BARCIKOWSKI, G.F. Pulverized coal firing in the 1990 s. Technical Paper, TIS BSCC, AB 
Combustion Engineering Systems. 
BARROSO, J., BARRERA, F. Sobre la realización de pruebas termotécnicas a los 
generadores devapor que combustionam bagazo. Ingeneria Energetica, n° 2, pp. 164 – 
170, 1988. 
BAZZO, EDSON, Geração de vapor, 2a edição, Editora da Universidade Federal de Santa 
Catarina; 1995. 
BEI, Modern power station practice: boilers and ancillary plant. Volume B, Pergamon Press, 
1991. 
BJORGE, R.; BOERICKE, R.; O’CONNOR, M. F.; SMITH, R. W. Kalina Combined Cycle 
Power Plant Design and Performance Characteristics. PROCEEDING OF THE 
INTERNATIONAL CONFERENCE POWER-GEN EUROPE ’97, MADRID, SPAIN, 
June 17-19, 1997. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.83
BÖHM, H. Fossil-Fired Power Plants. VGB KRAFTWERKSTECHNIK, number 3/94, 
reprinted, 1994. 
BOSS, M. Steam Turbine for STAGTM Combined-Cycle Power System. 39th GE TURBINE 
STATE-OF-THE-ART TECHNOLOGY SEMINAR, GER-3582D, USA, August, 1996. 
BOYD, R. K. & KENT, J. H. Comparison of large scale boiler data with combustion model 
predictions, Energy and Fuels, 1994. 
CORTEZ, L. A. B. & LORA, ELECTO S. Sistemas energéticos II (Tecnologias de 
Conversão Energética da Biomassa), Universidade do Amazonas / EFEI 1997. 
DECHAMPS, P., & GALOPIN, J. F. Experience gained on the demostration unit of a Once-
Trough Supercritical Heat Recovery Steam Generator. PROCEEDING OF THE 
INTERNATIONAL CONFERENCE POWER-GEN’98, Vol. III, pp. 265-278, Ed. 
PENNWELL, MILAN, ITALY, June 9-11, 1998. 
DUKELOW S. G. The control of boilers. 2nd Edition, Publisher Instrument Society of 
America, USA, 1991. 
ELLIOTT, THOMAS C., CHEN, KAO, SWANEKAMP, ROBERT C. Standard handbook of 
power plant engineering, 2nd Edition, McGraw-Hill Book Company, Inc. Section 2 pp. 3-
159, 1998. 
FOSTER WHEELER CORPORATION. Heat engineering. CFB technology aids in 
redevelopment, 1999. 
FRANKE J., WITTCHOW, E., Why will benson boilers replace drum boilers in coal- fired 
powerplant world wide. Power – Gen, Asia, 1997. 
GANAPATHY, V. Specifying Steam Generation, Waste Heat Boilers. 
http://www.hotbot.com/books/vganapathy/specs.html, march/2000. 
GANAPATHY, V. Waste Heat Boiler Deskbook; USA, Ed. THE FAIRMONT PRESS, INC., 
USA, 1991. 399 p. 
GERASUL, Report from efficiency measuring of boiler jorge lacerda IV 350 MW - Brasil, 
1997. 
HIGROTEC, Ventiladores Centrífugos. (catálogo). 
KAKAÇ, S., boilers, evaporators and condensers, John Wiley & Sons, Inc., pp. 392-401, 1991 
KEHLHOFER, R. H.; WARNER, J.; NIELSEN, H.; BACHMANN, R. Combined cycle Gas-
Steam Turbine Power Plants. USA, Ed. PENNWELL, USA, 1999. 288 p. 
KOHAN, ANTHONY LAWRENCE, SPRING, HARRY M. Boiler operator's guide. 3rd 
Edition, McGraw-Hill Book Company, Inc., pp. 1-102, 1991. 
KOROBITSYN, M. A. New and Advanced Energy Conversion Technologies. Analysis of 
Cogeneration, Combined and Integrated Cycles. MECHANICAL ENGINEERING 
DEPARTMENT OF TWENTE UNIVERSITY, HOLLAND, PhD. Thesis, 1998. 
Capítulo 4 Caldeiras de vapor convencionais e de recuperação 4.84
KOVALIOV, A.P., LELICIEV, N.S., VILENSKI, T. V. Geradores de vapor. 
Energoatomizdat, 1985 (em russo). 
LAUER, W. P. General operating guide for industrial boilers, Published by Combustion 
Engineering, Inc., 1981. 
LI, K. W., PRIDDY, A. P. Power plant system design. Edited by John Wiley & Sons, Inc., 
United States of America, 1985. 
MODERN POWER STATION PRACTICE. Boilers and ancillary plant, 3rd Edition, Volume 
B in 12 volumes, Pergamon Press, 1991. 
PEREZ, G. L. La remodelación de la caldera alemana de 25 t/h. Energia, n.5, pp. 14-27, 
1985. 
PIETRO PEREZ, N. Eficiência em caldeiras na agro-indústria canavieira, Piracicaba / SP., 
(série, STAB no 1), 1982. 
RIZ, LUIZ OLIVA, LORA, ELECTO S., SOLER, PEDRO B., DÍAZ, JUAN C. Explotación y 
materiales constructivos de generadores de vapor. Instituto Superior Politécnico "Julio 
Antonio Mella", Santiago de Cuba, 1988. 
SIEMENS, Simens Power Corporation, Advanced Siemens V84.3A and V94.3A Gas 
Turbines and their Applications. Printed in USA, USA, 1997. 
SMITH, J. W. Babcock & Wilcox company supercritical (once on through) high 
technology. BR - 1614, Babcock & Wilcox Technical Paper, Presented in May, 1996. 
STAMBLER, I. Kalina Cycle Provide 25 % more Power and 3 % Better Efficiency. GAS 
TURBINE WORLD, July – August, 1995. 
STRAUβ, K. Kraftwerks-technik, 4.Auflage, Springer, Germany, 1998. 
TOMECZEK, J. Coal combustion. 1st Edition, Krieger Publishing Company, pp. 101-107, 
1994. 
TRAITEMENT THERMIQUE DES DÉCHETS, Inor VonRoll Environment, p. 11 (Catálogo em 
francês).