Laerte Júnior Baptista Desenvolvimento de um Sistema de ...2.5.4 Descrição Matemática do...

Laerte Júnior Baptista

Desenvolvimento de um Sistema de Dessorção Térmica In

Situ para Remediação de Áreas Contaminadas

Dissertação de Mestrado

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio.

Orientador: José Tavares Araruna Júnior

Rio de Janeiro, março de 2005

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PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0310965/CA

Laerte Júnior Baptista

Desenvolvimento de um sistema de dessorção térmica in situ para remediação de áreas

contaminadas

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

José Tavares Araruna Júnior Orientador

Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

Tácio Mauro Pereira de Campos Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

Maria Isabel Pais da Silva Departamento de Química - PUC-Rio

Sérgio Tibana Universidade Estadual Norte Fluminense - UENF

José Eugênio Leal Coordenador Setorial do

Centro Técnico Científico - PUC-Rio

Rio de Janeiro, 18 de março de 2005

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Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor e do orientador.

Laerte Júnior Baptista Engenheiro Civil formado pela Universidade Federal do Espírito Santo em fevereiro de 2000. Iniciou o mestrado em Engenharia Civil na PUC-Rio em março de 2003 desenvolvendo a dissertação na linha de pesquisa de geotecnia ambiental.

Ficha Catalográfica

Baptista, Laerte Júnior

Desenvolvimento de um sistema de dessorção térmica in situ para remediação de áreas contaminadas/ Laerte Júnior Baptista; orientador: José Tavares Araruna Júnior. – Rio de Janeiro: PUC, Departamento de Engenharia Civil, 2005.

v., 201 f.: il ;29,7 cm

1. Dissertação (mestrado) - Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil.

Incluí referências bibliográficas.

1. Engenharia Civil – Teses. 2. Dessorção térmica in situ. 3. Remediação. 4. Bastonete térmico. 5. Oxidador térmico. I. Araruna Júnior, José Tavares II Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil. III. Título

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Aos meus queridos pais, Alaeth e Nilza, aos meus irmãos, Merinha, Rominho, Rosely e Lili, aos demais familiares, Jairo, Néia, Paulo, Renan, Laíse e Lara, e a

minha querida Cintia pelo apoio, confiança e paciência. Vocês foram o meu incentivo e o motivo para lutar e vencer mais esta etapa da minha vida.

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Agradecimentos

Acima de tudo, agradeço ao meu Deus, por me abençoar e me dar o privilégio

de ser seu filho. Esta vitória só foi possível por que Ele permitiu, me capacitou

e investiu em mim. Pai, a Ti toda honra e toda glória.

Ao professor Araruna pelo apoio, orientação, dedicação e por acreditar que eu

seria capaz de desenvolver este estudo. Valeu professor, obrigado pela

confiança.

Ao grande amigo Patrício, por ser muito mais do que um colega de

apartamento. Obrigado pela sua amizade, ajuda e incentivo, saiba que levo

comigo uma grande gratidão por toda vida. Valeu esse Patrício.

Aos demais professores do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio,

pelos ensinamentos transmitidos ao longo do curso de mestrado.

A professora Maria Isabel e demais funcionários do Laboratório de Catálise,

principalmente ao Henrique, pelas análises químicas realizadas.

A professora Roberta Ziolli e o Cassiano, pelas análises de determinação de

TPH.

Ao Jean do posto Ypiranga, pela cessão do óleo lubrificante usado.

Aos funcionários do Laboratório de Geotecnia e Meio Ambiente, Willian, “Seu”

Zé, Josué e Amaury, pela ajuda no desenvolvimento deste estudo.

Ao Geraldo e o Eduardo, da refrigeração, pela cessão e o auxílio na montagem

do condensador.

Aos funcionários do ITUC, principalmente ao Pascoal, pela cessão de peças

metálicas e auxílio na montagem da estrutura metálica do bastonete térmico.

A Vitor Hugo, pela montagem dos controladores de temperatura.

Aos demais amigos do apartamento 202 da rua dos Oitis, Júlio e José Roberto,

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pela amizade e a convivência ao longo de dois anos. Vocês me passaram

ensinamentos diferentes da universidade e de igual valor e importância para

minha vida.

Aos amigos da pós-graduação, Flávio, Fábio, Cynthia, Ricardo, Michely,

Emiliana, Sabrina, Falabela, Marcelo, Júlio, Joabson, Ataliba, Juliana, Gisele,

Patrícia, Bello, Ciro, Rafael, Saré, Aldo e muitos outros, pela amizade, diversão

e pelos bons momentos juntos que por muitas vezes me fez esquecer as

dificuldades do curso e a distância da família e dos amigos. Em especial ao

Leandro e Alonso por todos os motivos citados e ainda por me receberem em

sua casa no período final dos meus trabalhos.

Aos grandes amigos de Vila Velha, Marquito, Gielton, Dudu, Ramon, Davdson

e Flávio, que mesmo longe nunca esqueceram de mim e sempre que voltava

para minha casa me recebiam e me davam um novo ânimo.

Aos amigos da Primeira Igreja Batista de Cobilândia, principalmente ao

Rodrigo, Rondinelli, Felipe, Márcio e Edson, pela amizade, e a certeza de que

sempre oraram por mim. Foram as orações de vocês que me sustentou e

guardou nestes dois anos na cidade do Rio de Janeiro.

Ao amigo Jaéder, grande incentivador de minha vida que sempre me motivou a

crescer e a buscar vôos cada vez mais altos.

A Capes, PRONEX e ANP pelo apóio financeiro.

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Resumo

Baptista, Laerte Júnior; Araruna Júnior, José Tavares. Desenvolvimento de um sistema de dessorção térmica in situ para remediação de áreas contaminadas. Rio de Janeiro, 2005. 201p. Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

O presente trabalho descreve o desenvolvimento de um sistema de

dessorção térmica aplicável a remediação de solos contaminados por

compostos orgânicos. O sistema consiste de um bastonete térmico capaz de

aquecer o solo através de um fluxo radial e de um oxidador térmico destinado

ao tratamento das emissões gasosas. Fazem parte do sistema, como

equipamentos acessórios, controladores de temperatura do tipo rampa

patamar, isolantes térmicos de fibra cerâmica, membranas plásticas e

amostradores de água e de gases. Estes últimos são utilizados para averiguar

a eficiência do oxidador térmico. O sistema desenvolvido atingiu aos objetivos

de projeto. O bastonete térmico foi capaz de aplicar temperaturas de até 600 ºC

seguindo trajetórias de temperatura programadas. O mesmo pode-se afirmar

do sistema de tratamento das emissões gasosas. O programa experimental

realizado em um solo residual de gnaisse, obtido de um talude rodoviário da

Rodovia Washington Luís, contaminado por óleo queimado, revelou que o

sistema desenvolvido é capaz de reduzir a concentração de compostos

orgânicos a um valor mínimo, bem abaixo dos limites estabelecido pelos

órgãos ambientais nacionais e estrangeiros. O programa expôs a importância

da aeração da matriz porosa durante o tratamento para impedir a formação de

coque. As determinações analíticas revelaram que as emissões gasosas

resultantes do aquecimento do solo residual contaminado com óleo queimado

tratam-se de parafinas de olefinas. A duração do ensaio bem como o projeto do

arranjo espacial da distribuição dos bastonetes em um sistema in situ de

remediação pode ser determinada através do emprego da formulação de

propagação de calor formulada por Stegemeier (1998).

Palavras-chave Dessorção Térmica In Situ; Remediação; Bastonete Térmico, Oxidador

Térmico.

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Abstract Baptista, Laerte Júnior; Araruna Júnior, José Tavares (advisor). Development of an in situ thermal desorption system for the remediation of contaminated sites. Rio de Janeiro, 2005. 201p. MSc Dissertation - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

This dissertation refers to the development of an in situ system devised to

remediate soils contaminated with organic compounds. The system consists

basically of a thermal probe capable of heating the soil matrix through radial

flow and a thermal oxidizer that treats the resulting gases emissions. The

system clearly reached the design aims. The thermal probe consistently

programed temperatures up to 6000C to the soil matrix following applied thermal

paths. The thermal oxidizer was capable to heat gases emissions up to 9000C

under prolonged exposure. The experimental program was carried out using a

residual soil from gnaiss taken from a slope at Washington Luiz Roadway. This

soil was contaminated with used oil and submitted to a series of tests in order to

assess the efficiency of the system developed herein. The results suggest that

thermal desorption was able to reduce the degree of contamination to levels

well below the limits established by National and International Environmental

Agencies. The results also revealed the importance of aeration during the

process to avoid the formation of coke. Fingerprinting tests carried out on gases

emissions revealed that they were composed mainly by olefins and paraffins.

The design of an in situ system as well as the termination criteria for in situ

thermal desorption treatment might well be accomplished using the heat

propagation theory developed by Stegemeier (1998).

Keywords In Situ Thermal Desorption; Remediation; Thermal Well, Thermal

Oxidizer.

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Sumário

1 Introdução 20

2 Revisão Bibliográfica 26

2.1. Introdução 26

2.2. Contaminantes Orgânicos 27

2.2.1. Características e Propriedades dos Hidrocarbonetos 30

2.3. Condução de Calor 34

2.3.1. Lei de Fourier 35

2.3.2. Fluxo de Calor nos Solos 37

2.4. Tecnologia das Remediações Térmicas In Situ 41

2.4.1. Injeção de Vapor – SEE 42

2.4.2. Aquecimento por Resistências Elétricas – ERH 46

2.5 Dessorção Térmica In Situ (DTIS) 48

2.5.1 Descrição do Processo de Dessorção Térmica 50

2.5.2 Sistemas de Captação e Tratamento de Gases 55

2.5.3 Custos e Vantagens do Processo de Dessorção Térmica In Situ 58

2.5.4 Descrição Matemática do Processo de Dessorção Térmica In Situ 60

3 Desenvolvimento do Sistema de DTIS 66

3.1 Considerações Iniciais 66

3.2 Componentes do Sistema de DTIS 67

3.2.1 Tanque de Tijolo Refratário 68

3.2.2 Bastonete Térmico 69

3.2.3 Controlador de Temperatura 79

3.2.4 Isolante Térmico 82

3.2.5 Isolante de Emissões Gasosas 84

3.2.6 Oxidador Térmico 86

3.2.7 Condensador 89

3.2.8 Separador de Líquidos 93

3.2.9 Câmara de Carvão Ativado 97

3.2.10 Bomba de Vácuo e Compressor de Ar 98

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3.2.11 Sistema de Monitoramento e Aquisição de Dados 101

4 Avaliação dos Equipamentos e do Fluxo de Calor no Solo 103

4.1 Considerações iniciais 103

4.2 Caracterização do Solo 103

4.2.1 Descrição do Local de Coleta 103

4.2.2 Caracterização Geotécnica 105

4.2.3 Análises Mineralógicas 106

4.2.4 Análises Físico-Químicas 107

4.2.5 Ensaio de Compactação 108

4.2.6 Determinação da Permeabilidade 109

4.3 Análise do Fluxo de Calor 111

4.3.1 Determinação da Condutividade Térmica 111

4.3.2 Compactação do Solo no Tanque de Tijolo Refratário 116

4.3.3 Metodologia de Ensaio 121

4.3.4 Ensaio 01 – Análise de Fluxo de Calor Sem Injeção de Ar 126

4.3.5 Ensaio 02 – Análise de Fluxo de Calor Com Injeção de Ar 131

4.3.6 Determinação do Fluxo de Calor 135

4.4 Avaliação do Condensador 144


4.4.2 Ensaio 03 – Avaliação do Condensador Sem Fluxo de Água 146

4.4.3 Ensaio 04 – Avaliação do Condensador Com Fluxo de Água 148

5 Avaliação do Processo de Dessorção Térmica In Situ 150

5.1 Considerações Iniciais 150

5.2 Análises Químicas 150

5.3 Caracterização do Contaminante 151

5.3.1 Propriedades Físicas do Contaminante 154

5.4 Ensaios com Solos Contaminados 155


5.4.2 Ensaio 05 – Solo Residual de Caxias Contaminado 164

5.4.3 Ensaio 06 – Solo Residual de Caxias Contaminado 172

5.4.4 Ensaio 07 – Areia da Praia de Ipanema Contaminada 176

5.4.5 Análises Químicas 184

6 Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros 187

6.1 Conclusões 187

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6.2 Sugestões para Trabalhos Futuros 188

7 Referências Bibliográficas 190

Anexos 195

Anexo 1 Cromatografia Gasosa 195

Anexo 2 Espectrometria por Absorção Atômica 196

Anexo 3 Fluorescência de Raio-X 197

Anexo 4 TPH 199

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Lista de tabelas

Tabela 1 – Classificação dos óleos com base na gravidade API. 32 Tabela 2 – Propriedades térmicas do solo (modificado de Mitchell, 1993). 38 Tabela 3 – Resumo das temperaturas vs profundidade, Steigemeier & Vinegar

(1995). 52 Tabela 4 – Percentual de n-hexadecano removido e quantidade residual desse

por camada de solo, Steigemeier & Vinegar (1995). 52 Tabela 5 – Mecanismos de remoção dos contaminantes vs temperatura (Baker

& Kuhlman, 2002). 56 Tabela 6 – Comparativo de preços entre diferentes técnicas de remediação

(Wood, 1997). 59 Tabela 7 – Propriedades da alumina refratária. 70 Tabela 8 – Série galvânica dos metais. 73 Tabela 9 – Especificações técnicas do bastonete térmico. 77 Tabela 10 – Custo estimado da montagem do bastonete térmico. 78 Tabela 11 – Especificações técnicas do controlador de temperatura Icon CNT

110. 80 Tabela 12 – Especificações técnicas das fibras cerâmicas (FiberFrax, 2003). 83 Tabela 13 – Especificações técnicas da manta asfáltica (Denver, 2004). 85 Tabela 14 – Especificações técnicas da bomba de vácuo marca Golsun modelo

0411. (Goldsun, 2003). 99 Tabela 15 – Especificações técnicas da bomba de vácuo marca HF modelo S4

(HF, 2000). 100 Tabela 16 – Especificações técnicas dos termopares tipo K. 102 Tabela 17 – Resumo da caracterização geotécnica. 105 Tabela 18 – Resumo das análises físico-químicas. 107 Tabela 19 – CTC (Grim, 1968) e Superfície Específica (Russel, 1973, Bohn et

al., 1979) dos principais argilominerais e frações silte e argila. 108 Tabela 20 – Resultados do ensaio de permeabilidade. 110 Tabela 21 – Condutividade térmica e índices físicos do solo residual de Caxias. 1

Tabela 22 – Dados para a compactação de cada camada. 120 Tabela 23 – Determinação do grau de compactação. 121

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Tabela 24 – Índices médios da compactação do solo – Ensaio 01. 126 Tabela 25 – Temperaturas ambiente e externa ao bastonete térmico – Ensaio

01. 127 Tabela 26 – Localização dos termopares e variação dos índices – Ensaio 01. 129 Tabela 27 – Índices médios da compactação do solo – Ensaio 02. 131 Tabela 28 – Temperaturas ambiente e externa ao bastonete térmico – Ensaio

02. 132 Tabela 29 – Comparação entre os índices físicos da compactação nos dois

ensaios. 136 Tabela 30 – Variação do fluxo de calor em cada ponto de monitoramento. 137 Tabela 31 – Comparação entre as duas simulações de distribuição de

temperatura. 143 Tabela 32 –Análises químicas e suas aplicações. 150 Tabela 33 – Origem dos elementos metálicos no óleo lubrificante usado (Souza,

2003). 153 Tabela 34 – Propriedades físicas do óleo lubrificante usado. 154 Tabela 35 – Traço de metais refratários no óleo lubrificante usado. 155 Tabela 36 – Programação diária de funcionamento dos equipamentos do

sistema de DTIS. 163 Tabela 37 – Índices médios da compactação do solo – Ensaio 05. 165 Tabela 38 – Temperatura máxima atingida em cada ponto – Ensaio 05. 169 Tabela 39 – Índices médios da compactação do solo – Ensaio 06. 172 Tabela 40 – Temperatura máxima atingida em cada ponto, para cada estágio –

Ensaio 06. 174 Tabela 41 – Estimativa de custos para aplicação do processo de dessorção

térmica. 175 Tabela 42 – Caracterização geotécnica da areia da Praia de Ipanema. 176 Tabela 43 – Índices médios da compactação dos solos – Ensaio 07. 178 Tabela 44 – Temperatura máxima atingida em cada ponto, para cada estágio –

Ensaio 07. 181 Tabela 45 – Concentração dos compostos. 184 Tabela 46 – Fluorescência de raio-X – Ensaio 05. 185 Tabela 47 – Espectrometria por absorção atômica – Ensaio 05. 185 Tabela 48 – Análises de TPH. 186

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Lista de figuras

Figura 1 – Esquema do destino de contaminantes orgânicos no ambiente

(adaptado de Sample et al., 2001)...............................................................28 Figura 2 – Seqüência para se atingir a vaporização. ..........................................28 Figura 3 – Relação entre temperatura e pressão de vapor (EPA, 1988). ...........29 Figura 4 – Mecanismos de transferência de calor (Incopera & Dewitt, 1998). ....35 Figura 5 – Transferência unidimensional de calor por condução (Incopera &

Dewitt, 1998)................................................................................................36 Figura 6 – Sistema de Injeção de Vapor SEE (Davis, 1998)...............................43 Figura 7 – Configuração típica de um sistema de aquecimento por resistência

elétrica ERH (Pope & Nienkerk, 2002). .......................................................47 Figura 8 – Controle das concentrações iniciais de PCB, Vinegar et al. (1997). ..50 Figura 9 – Cobertor térmico e bastonetes térmicos, TerraTherm (2001). ...........51 Figura 10 – Tratamento de uma área utilizando bastonetes térmicos em Portland

Indiana, (Shell Technology Ventures Inc, 2001) ..........................................53 Figura 11 – Arranjo hexagonal dos bastonetes térmicos, TerraTherm (2001). ...54 Figura 12 – Sistema de dessorção térmica in situ, TerraTherm (2001). .............55 Figura 13 – Química do tratamento de oxidação (TerraTherm, 1999). ...............57 Figura 14 – Sistema de dessorção térmica in situ, TerraTherm (2001). .............67 Figura 15 – Dimensões da tanque de tijolo refratário..........................................68 Figura 16 – Tanque de tijolo refratário.................................................................69 Figura 17 – Sistema de aquecimento do bastonete térmico. ..............................71 Figura 18 – Sistema de aquecimento da bastonete térmico. ..............................71 Figura 19 – Processo de zincagem, revestimento do zinco a superfície do aço. 72 Figura 20 – Tubo de aço galvanizado para concretagem no tubo de alumina

refratária. .....................................................................................................73 Figura 21 – Detalhe dos tubos de latão colados no tubo de aço galvanizado. ...74 Figura 22 – Adaptador de latão. ..........................................................................74 Figura 23 – Concretagem do tubo de aço galvanizado no tubo de alumina

refratário. .....................................................................................................75 Figura 24 – Acabamento do bastonete térmico...................................................75 Figura 25 – Bastonete térmico – dimensões. ......................................................76

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Figura 26 – Bastonete térmico.............................................................................76 Figura 27 – Caixa do bastonete térmico..............................................................78 Figura 28 – Controlador de temperatura do bastonete térmico...........................79 Figura 29 – Controlador de temperatura – Incon CNT 110. ................................80 Figura 30 – Controlador de potência – Vista superior. ........................................81 Figura 31 – Controlador de potência – Vista lateral. ...........................................82 Figura 32 – Fibra cerâmica..................................................................................82 Figura 33 – Condutividade térmica das mantas de fibra cerâmica (FiberFrax,

2003)............................................................................................................83 Figura 34 – Fibra cerâmica cortada pronta para o uso no tanque de tijolo

refratário. .....................................................................................................84 Figura 35 – Manta asfáltica utilizada como isolante das emissões gasosas.......85 Figura 36 – Gabarito de madeira para fixação da manta asfáltica. .....................85 Figura 37 – Gabarito de madeira fixado sobre a manta e o tanque de tijolo

refratário. .....................................................................................................86 Figura 38 – Oxidador térmico desenvolvido por Pires (2004). ............................86 Figura 39 – Parte externa do oxidador térmico. ..................................................87 Figura 40 – Parte interna do oxidador térmico. ...................................................87 Figura 41 – Controlador de temperatura do oxidador térmico.............................88 Figura 42 – Avaliação do oxidador térmico, Pires (2004)....................................89 Figura 43 – Condensador – Vista frontal e lateral. ..............................................90 Figura 44 – Sistema de alimentação e captação de água do condensador........92 Figura 45 – Condensador – Vista frontal. ............................................................92 Figura 46 – Condensador – Vista lateral. ............................................................93 Figura 47 – Tampa do separador de líquidos......................................................94 Figura 48 – Sistema de captação do separador de líquidos. ..............................95 Figura 49 – Separador de líquidos – Vista frontal e lateral..................................96 Figura 50 – Separador de líquidos – (a) Vista frontal, (b) Vista lateral................96 Figura 51 – Câmara de carvão ativado. ..............................................................97 Figura 52 – Câmara de carvão ativado. ..............................................................97 Figura 53 – Câmara de carvão ativado com corte apresentando o adaptador. ..98 Figura 54 – Adaptador da câmara de carvão ativado..........................................98 Figura 55 – Bomba de vácuo marca Goldsun modelo 0411. ..............................99 Figura 56 – Bomba de vácuo marca HF modelo S4..........................................100 Figura 57 – Multi-timer digital marca Icel modelo TI-10.....................................101 Figura 58 – Termopares tipo K. .........................................................................101

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Figura 59 – Data logger marca Almeno, modelo 2290. .....................................102 Figura 60 – Vista aérea da área onde as amostras foram coletadas, Duque de

Caxias – RJ. ..............................................................................................104 Figura 61 – Coleta da amostra de solo..............................................................104 Figura 62 – Curva de distribuição granulométrica. ............................................106 Figura 63 – Difratômetro de raios X marca Siemens modelo D500. .................106 Figura 64 – Difratograma de raios X..................................................................107 Figura 65 – Curva de compactação e saturação – Proctor Normal...................109 Figura 67 – Variação do volume com o tempo – Determinação da vazão. .......110 Figura 68 – Esquema da sonda térmica............................................................112 Figura 69 – Sonda térmica e Data-logger..........................................................113 Figura 70 – Molde de compactação (Duarte, 2004). .........................................113 Figura 71 – Variação da condutividade térmica em função da umidade...........115 Figura 72 – Variação da condutividade térmica em função do grau de saturação.1

Figura 73 – Soquete de compactação...............................................................117 Figura 74 – Camadas de compactação do solo no tanque de tijolo refratário. .118 Figura 75 – Gabarito para auxilio da compactação do solo. .............................119 Figura 76 – Nivelamento das guias. ..................................................................119 Figura 77 – Compactação do solo no tanque de tijolo refratário. ......................120 Figura 78 – Localização dos termopares no tanque de tijolo refratário.............122 Figura 79 – Hastes inseridas no tanque de tijolo refratário durante a

compactação. ............................................................................................123 Figura 80 – Colocação da manta de fibra cerâmica sobre o solo compactado. 123 Figura 81 – Colocação da manta asfáltica sobre o tanque de tijolo refratário...124 Figura 82 – Sistema para análise de fluxo de calor...........................................125 Figura 83 – Variação do consumo de energia – Ensaio 01...............................127 Figura 84 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento –

Ensaio 01...................................................................................................128 Figura 85 – Água retida no final do ensaio 01. ..................................................130 Figura 86 – Superfície do solo no final do ensaio 01.........................................130 Figura 87 – Variação do consumo de energia – Ensaio 02...............................132 Figura 88 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento –

Ensaio 02...................................................................................................133 Figura 89 – Comportamento da temperatura no solo a partir de 60 horas de

ensaio – Ensaio 02. ...................................................................................134 Figura 90 – Variação do fluxo de calor em função do raio. ...............................137

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Figura 91 – Variação de ∆T em função do raio. ................................................138 Figura 92 – Projeção da temperatura em função do raio. .................................139 Figura 93 – Nova projeção da temperatura em função do raio. ........................141 Figura 94 – Distribuição da temperatura no solo...............................................142 Figura 95 – Simulação II da distribuição da temperatura no solo......................143 Figura 96 – Sistema para análise do condensador. ..........................................145 Figura 97 – Válvula esférica para controle da vazão.........................................146 Figura 98 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 03 – 8:00 horas. .....147 Figura 99 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 03 – 17:00 horas. ...147 Figura 100 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 04. ........................149 Figura 101 – Nova localização dos termopares no tanque de tijolo refratário...156 Figura 102 – Esquema do sistema de dessorção térmica desenvolvido...........157 Figura 103 – Tubulação para condução das emissões gasosas até o

condensador. .............................................................................................158 Figura 104 – Colocação dos tubos perfurados para captação das emissões. ..159 Figura 105 – Fixação da tubulação para captação das emissões gasosas. .....160 Figura 106 – Oxidador térmico. .........................................................................160 Figura 107 – Condensador. ...............................................................................161 Figura 108 – Separador de líquidos, câmara de carvão ativado e bomba de

vácuo. ........................................................................................................162 Figura 109 – Bancada externa de trabalho. ......................................................164 Figura 110 – Mistura de solo contaminado com óleo lubrificante usado...........165 Figura 111 – Resistência do bastonete térmico queimada................................166 Figura 112 – Novo bastonete térmico após a troca da resistência queimada...167 Figura 113 – Variação do consumo energético – Ensaio 05. ............................168 Figura 114 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento –

Ensaio 05...................................................................................................169 Figura 115 – Carbonização do solo nas proximidades do bastonete térmico. ..170 Figura 116 – Aspecto visual do solo retirado das camadas inferiores – Ensaio

05...............................................................................................................171 Figura 117 – Aspecto visual do líquido coletado no ensaio 05..........................171 Figura 118 – Variação do consumo energético – Ensaio 06. ............................173 Figura 119 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento –

Ensaio 06...................................................................................................174 Figura 120- Aspecto visual da superfície do solo – Ensaio 06. .........................175 Figura 121 – Curva de distribuição granulométrica da areia da Praia de

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Ipanema.....................................................................................................176 Figura 122 – Aspecto visual da areia da Praia de Ipanema (a) antes e (b) depois

da contaminação. ......................................................................................177 Figura 123 – Camadas de solo compactado – Ensaio 07. ................................178 Figura 124 – Orifícios na camada superior para a passagem das emissões

gasosas. ....................................................................................................179 Figura 125 – Variação do consumo energético – Ensaio 07. ............................180 Figura 126 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento –

Ensaio 07...................................................................................................180 Figura 127 – Fraturas na camada superior. ......................................................182 Figura 128 – Aspecto visual da camada de areia de Praia de Ipanema. ..........183 Figura 129 – Equipamento de medição de TPH – TOG/TPH Analyzer.............201

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Uns confiam em carros e outros em cavalos, mas nós faremos menção

do nome do Senhor nosso Deus.

Sl 20.7

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1 Introdução

Durante o século XX, a humanidade passou pelas maiores transformações

já registradas, a população praticamente dobrou e a revolução industrial, embora

surgida no século XIX, foi neste século que ganhou força principalmente na

segunda metade onde o avanço tecnológico teve grande influência.

O rápido crescimento da população por todo o planeta resultou na

necessidade de quantidades cada vez maiores de combustíveis,

desenvolvimento da indústria química e farmacêutica, de fertilizantes e

pesticidas para sustentar e melhorar a qualidade de vida. Embora muitas dessas

substâncias químicas sejam utilizadas ou destruídas, um grande percentual é

lançado na atmosfera, água e solo, representando um risco potencial para o

meio ambiente e conseqüentemente um risco para a vida humana.

A poluição se tornou inaceitável para a sociedade, aumentando a

preocupação com os seus efeitos sobre o meio ambiente. Preocupações com a

qualidade do ar e das águas são antigas, mas as preocupações com solos

contaminados só foram evidentes no final da década de 70. Infelizmente é

impossível reverter todos os danos causados ao ambiente utilizando técnicas de

remediação. As estratégias modernas de gestão ambiental têm dado ênfase à

minimização de resíduos, reciclagem e remediação em preferência à disposição

dos resíduos no meio ambiente.

O relatório de áreas contaminadas no estado de São Paulo, publicado pela

CETESB em maio de 2002, nos dá um retrato da situação do subsolo de umas

das regiões mais industrializadas do país. Dos 255 casos registrados, 60% estão

relacionados à contaminação por combustíveis (gasolina e diesel), 15% a

solventes clorados, 5% a solventes orgânicos não clorados e 3% a

hidrocarbonetos poliaromáticos. Os outros casos envolvem pesticidas e metais

pesados.

Das 153 áreas contaminadas por combustíveis, 24% não definiram

nenhum processo de remediação (135 são provenientes de postos de gasolina),

nas outras 76% estão sendo empregadas como técnicas de remediação das

águas subterrâneas (bombeamento e tratamento 44%, remoção da fase livre

16%).

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Capítulo 1 - Introdução 21

No caso da contaminação por solventes clorados, a situação é ainda mais

crítica, somente em 29% dos casos foi proposta alguma técnica de remediação.

Também para solventes clorados a técnica mais utilizada foi bombeamento e

tratamento. Um ponto muito importante que deve ser considerado na escolha da

técnica, não é somente o percentual de eficiência do método e sim a quantidade

de contaminante que permanece no ambiente sem causar nenhum risco ao

ambiente e a saúde humana. Muitos são os casos em que o método remove ou

destrói a maior parte dos contaminantes presentes no meio. Contudo, deve ser

observado se o contaminante que não foi removido ou o produto de reação

formado durante o processo de remediação continua oferecendo risco a saúde

humana.

Conforme o relatório das áreas contaminadas no estado de São Paulo,

CETESB (2002), os combustíveis (gasolina e diesel) são responsáveis pela

maior parte, 60%, da contaminação do sub-solo. No mundo todo, o petróleo e

seus derivados são os principais poluentes do ambiente, juntamente com os

metais pesados, hidrocarbonetos clorados e compostos altamente voláteis

(Patin, 1982). Isto se justifica em função da grande utilização do ambiente

marinho pela indústria petrolífera, seja pela produção off-shore ou pelo

transporte marítimo de óleo cru e derivados.

Os vazamentos considerados normais no processo de transporte marítimo

correspondem à cerca de 98% das perdas totais de petróleo e derivados,

enquanto que as perdas acidentais se referem aos 2% restantes. A liberação

acidental de óleo por petroleiros contribui com o lançamento de,

aproximadamente, 400.000 toneladas/ano, sendo que cerca de 70% dos casos

ocorre durante as operações de carga e descargas dos navios nos portos e

terminais petrolíferos (IPIECA, 1991).

A partir da década de 60, vários casos de derramamento de petróleo

causaram grandes impactos ao meio ambiente. Os derrames de petróleo são

considerados como grandes agressores ambientais do mar e do litoral. No Brasil,

o primeiro grande derrame de petróleo ocorreu em São Sebastião – SP, em

1974 quando vazou cerca de 6.000 toneladas de óleo. O maior derramamento

de petróleo já registrado no Brasil ocorreu em São José dos Pinhais – PR, na

refinaria Presidente Getúlio Vargas, em julho de 2000. Nesta ocasião, cerca de

4,24 bilhões de m³ de óleo vazaram causando um dos maiores acidentes

ambientais do Brasil.

Um contaminante derivado do petróleo, que vem contribuindo para a

contaminação do sub-solo e também dos rios e mares é o óleo lubrificante

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usado. Os óleos lubrificantes são derivados de petróleo sintéticos ou não,

empregados em fins automotivos ou indústrias, que após os períodos de uso

recomendados pelos fabricantes dos equipamentos, deterioram-se parcialmente,

formando compostos como ácidos orgânicos, aromáticos polinucleares

potencialmente carcinogênicos, resinas, lacas e adquirem outros contaminantes,

sendo necessário trocá-los. Surge, então o popularmente denominado ”óleo

queimado”, mundialmente considerado como produto perigoso, por ser tóxico e

apresenta grande potencial de risco ao meio ambiente e à saúde pública.

Levados pelas águas das chuvas, quando despejados no solo, que

também fica contaminado, até riachos e rios, terminando no mar, sempre

ocasionam danos irreparáveis. Um litro de lubrificante usado forma um filme,

com espessura de mícrons, numa área de mil metros quadrados, impedindo a

oxigenação da água, a entrada da luz e danificando a vida aquática. Estudos

recentes mostram que apenas um litro de lubrificante usado contamina a

potabilidade de um milhão de litros de água, elemento cada vez mais escasso.

Sabe-se, hoje, que menos de um por cento da água em nosso planeta é potável

e que, devido à poluição, tal recurso vital está diminuindo ou desaparecendo em

diversas regiões.

A queima de lubrificantes usados, em maçaricos de fundições e outras

atividades industriais, é outra modalidade de crime ambiental, pois lança metais

pesados e dioxina na atmosfera, elementos causadores de câncer, que

prejudicam a saúde de todos os que se encontram nas redondezas.

Como exemplo do mau uso do óleo usado cita-se fato ocorrido na Bélgica,

em 1999, onde foi constatada a presença de dioxina na carne de frango e nos

derivados lácteos, o que fez com que todas as exportações destes produtos

fossem suspensas. O prejuízo foi grande. Todos os países, mesmo os vizinhos

da Comunidade Européia e o próprio Brasil, interromperam as compras dos

produtos belgas onde foi detectada a contaminação. As investigações

concluíram que a dioxina provinha da ração, em cuja fabricação haviam sido

misturados, também, óleos usados em motores, ao invés de óleos de origem

vegetal.

No Estado de São Paulo são jogados, por ano, no ambiente 28 milhões de

litros de óleo lubrificante usado ou contaminado, segundo Nilton Torres Bastos,

presidente do Sindirrefino (Sindicato Nacional da Industria de Rerrefino de Óleos

Minerais). Dos 280 milhões de litros de óleo lubrificante consumidos anualmente

no Estado, 30% (84 milhões de litros por ano) podem ser rerrefinados

(reciclados), o resto se incorpora ao produto final ou se perde nos processos.

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A reciclagem, entretanto, só atinge 20% da produção, ou seja, 10% (28

milhões de litros) são descartados no ambiente de forma irregular. As

conseqüências são a contaminação de mananciais, do lençol freático e do ar

(quando há queima do óleo). Além de comprometer o abastecimento e o

equilíbrio dos ecossistemas, o óleo tem em sua composição metais pesados

como o níquel, cádmio e chumbo, de alto teor carcinogênico.

Por ser menos denso que a água, o óleo forma uma camada superficial

que dificulta as trocas de oxigênio com o ambiente, podendo causar mortes na

fauna e na flora. Quando jogado na rede coletora de esgoto, o óleo diminui o

rendimento do tratamento dos efluentes, aumentando a carga de poluentes

lançado nos rios. O descarte irregular de óleo lubrificante usado ainda não

causou tragédias ambientas de grande porte no país. O problema é que o

produto é jogado no ambiente em pequenas quantidades, mas constantemente.

A legislação brasileira obriga à coleta de todos os óleos usados, a qual só

podem ser realizadas por empresas credenciadas pela ANP, e devidamente

licenciadas pelos órgãos de proteção ambiental do Estado onde são gerados. E,

como os lubrificantes usados são produtos perigosos, por apresentarem

toxidade, conforme a NBR 10.004 e a Resolução CONAMA 9/93, é crime

ambiental não só descartá-lo na natureza, como também comercializar, fornecer,

transportar, queimá-lo ou dar outro destino que não a reciclagem através do

rerrefino. Tais crimes estão capitulados na Lei nº 9.605/98, Seção III, Artigos 54

e 56, bem como no Decreto Federal nº 3.179, Seção III, Artigos 41 e 43.

O Brasil não dispõe de uma estrutura legal ambiental eficiente para regular

projetos que envolvem a remediação de solos e águas subterrâneas. É de

domínio público que a Legislação Brasileira (Resolução CONAMA 20/86)

contempla somente padrões de qualidade para água. No que diz respeito às

substâncias que devem ser monitoradas somente a quantidade de fenóis e de

surfactantes são regulamentadas. Todas as outras substâncias orgânicas,

comprovadamente nocivas ao ambiente e aos seres vivos não foram ainda

regulamentadas. Cabe ao órgão fiscalizador utilizar o bom senso e as normas

internacionais como as da Agência Americana de Proteção Ambiental e a do

Ministério de Planejamento Territorial e Meio Ambiente da Holanda para definir

os níveis de descontaminação que devem ser alcançados. Também é

responsabilidade da sociedade, principalmente a comunidade científica, sugerir e

monitorar as ações tomadas pelos órgãos fiscalizadores e empresa.

O desenvolvimento relativamente recente de diversas técnicas de

remediação contribuiu para aumentar as alternativas de tratamento in situ e ex

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situ de áreas contaminadas. Porém, devido à falta de parâmetros definidos por

lei os projetos de remediação no país sofrem incertezas técnicas extremas, além

de esbarrarem nos custos, relativamente altos, como mostra a literatura

disponível sobre projetos de descontaminação de solos e/ou águas

subterrâneas.

Os objetivos deste trabalho são desenvolver um bastonete térmico para

aplicá-lo como fonte de aquecimento no processo de dessorção térmica in situ,

desenvolver o sistema de tratamento das emissões gasosas geradas no

processo de dessorção térmica, avaliar o fluxo de calor em meios porosos e

avaliar a eficiência do sistema de tratamento em solos contaminados por

hidrocarbonetos. Estes estudos fazem parte da linha de pesquisa na área de

geotecnia ambiental, seguida na Pontifícia Universidade Católica do Rio de

Janeiro, que vem, nos últimos anos, apresentando um grande desenvolvimento.

Neste novo trabalho foram desenvolvidos novos equipamentos e

avaliados, simulando as condições in situ, a eficiência para remediar solos

contaminados por hidrocarbonetos, bem como melhorar os equipamentos

desenvolvidos por trabalhos anteriores. Vale ressaltar que este trabalho foi

desenvolvido no laboratório de Geotecnia e Meio Ambiente da PUC-Rio, em um

modelo reduzido. Porém, será possível obter parâmetros para uma aplicação em

campo compreendendo grandes áreas.

Este trabalho foi divido em mais seis capítulos além da presente introdução

que corresponde ao capítulo 1. Estes capítulos são brevemente descritos a

seguir:

O capítulo 2, Revisão bibliográfica, apresenta uma revisão bibliográfica

envolvendo tópicos relevantes à pesquisa desenvolvida. Além da descrição da

técnica de dessorção térmica, apresentando o seu funcionamento bem como

suas vantagens em relação às outras técnica, são discutidos assuntos

importantes como a contaminação por compostos orgânicos, o comportamento

do fluxo de calor no solo e a tecnologia das remediações térmicas in situ.

O capítulo 3, Desenvolvimento do sistema de dessorção térmica in situ,

apresenta o desenvolvimento dos equipamentos que compõem o sistema de

dessorção térmica in situ, principalmente o bastonete térmico. Os equipamentos

foram desenvolvidos buscando uma série de características desejadas.

O capítulo 4, Avaliação dos equipamentos e do fluxo de calor no solo,

descreve os ensaios realizados nos equipamentos para avaliar a eficiência

individual e coletiva dos equipamentos, além de uma série de estudos referentes

a análises do fluxo de calor no solo. Estas análises são extremamente

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importantes, pois fornecerão parâmetros para ensaios com solos contaminados

e para futuras aplicações em campo.

O capítulo 5, Avaliação do processo de dessorção térmica in situ, avalia

todo o sistema de dessorção térmica in situ desenvolvido através de uma série

de ensaios com solos contaminados por hidrocarbonetos. Neste capítulo foi

avaliada, principalmente, a eficiência do sistema de tratamento das emissões

gasosas desenvolvido, pois a capacidade de aquecimento do bastonete térmico

já fora comprovado no capítulo anterior.

O capítulo 6, Conclusões e sugestões, apresentam as conclusões deste

trabalho e as sugestões para futuros trabalhos que darão seqüência a esta linha

de pesquisa.

Por fim, as Referências bibliográficas listam os materiais consultados para

o desenvolvimento desta dissertação.

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2 Revisão Bibliográfica

2.1. Introdução

Este capítulo apresenta uma revisão bibliográfica envolvendo tópicos

relevantes a pesquisa desenvolvida. Para um melhor entendimento da utilização

da dessorção térmica como técnica de remediação, é de extrema importância o

conhecimento de vários assuntos que darão suporte para um bom entendimento

de como o aquecimento do meio físico pode ser utilizado como processo de

remediação.

Inicialmente será apresentado um relato da situação da contaminação do

meio-ambiente por compostos orgânicos. Serão apresentadas algumas

características físico-químicas bem como o comportamento desses

contaminantes sob efeito da temperatura. Adicionalmente, será apresentado um

estudo sobre as características e propriedades dos hidrocarbonetos de petróleo.

A condução de calor nos solos também terá um item à parte apresentando

fundamentos teóricos que governam o fluxo de calor nos solos, bem como as

suas propriedades térmicas.

Por fim, serão apresentadas as diversas tecnologias de remediações

térmica in situ existentes, em especial a dessorção térmica in situ, apresentando

o seu funcionamento bem como uma comparação com os demais métodos de

remediação.

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Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 27

2.2. Contaminantes Orgânicos

O último século foi marcado pela introdução de uma série de novas

substâncias orgânicas no meio ambiente. Normalmente, átomos de carbono e

outros componentes elementares dessas moléculas foram sendo reciclados

através da transformação microbiana. Porém, muitas dessas substâncias

químicas são muito persistentes quando lançadas no ambiente. Os Poluentes

Orgânicos Persistentes (POPs) são substâncias persistentes que se

bioacumulam e representam risco à saúde humana e ambiental (Mesquita,

2004). É amplamente aceito que o uso de substâncias tóxicas, persistentes e

que bioacumulam, não pode ser considerado uma prática sustentável (Mesquita,

2004). Porém, por diferentes razões sociais e econômicas essas substâncias

ainda estão em uso e/ou são lançadas no meio ambiente.

Existem evidências da capacidade dessas substâncias serem

transportadas para regiões onde nunca foram usadas ou produzidas, colocando

em risco todo o planeta (Mesquita, 2004). A comunidade internacional tem se

mobilizado para que sejam tomadas ações globais urgentes a fim de reduzir e

eliminar o lançamento dessas substâncias.

O possível destino dos contaminantes orgânicos e seus metabólitos no

meio ambiente incluem a volatilização, biodegradação, transferência para

organismos, ligações entre as partículas do solo e percolação para o lençol

freático, conforme ilustra a Figura 1. As interações solo-contaminante ocorrem

através de vários tipos de forças interativas, como dipolo-dipolo, dipolo/dipolo-

induzido e pontes de hidrogênio. Segundo Pignatello et al. (1998), a matéria

orgânica presente no solo é considerada o fator dominante da interação entre o

solo e o contaminante orgânico.

Um dos principais problemas causado pelos POPs está relacionado à

propriedade lipofílica dos compostos, fazendo com que eles se acumulem nos

tecidos adiposos de animais e seres humanos. A concentração deles também

vai aumentando à medida que se aproximam do topo da cadeia alimentar. Por

serem semivoláteis podem ser transportados por milhares de quilômetros,

depositando-se em áreas onde essas substâncias nunca foram utilizadas.

Connell (1988) sugere que os POPs podem também se acumular no sedimento

e lentamente mover-se para corpos d’água, afetando conseqüentemente os

animais que retiram seus alimentos dessas áreas.

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Figura 1 – Esquema do destino de contaminantes orgânicos no ambiente (adaptado de

Sample et al., 2001).

Para um melhor entendimento de como o processo de aquecimento pode

ser usado como técnica de remediação, é necessário que se entenda as

propriedades dos contaminantes, antes de tratá-los. Para uma boa remediação,

os efeitos da temperatura não dependem somente das propriedades dos

contaminantes, mas também de mecanismos limitadores para taxa de remoção

do contaminante.

As propriedades físico-químicas dos contaminantes orgânicos que

influenciam no fluxo são: densidade, viscosidade, pressão de vapor, solubilidade

e constante dielétrica. As interações dos contaminantes com outras fases são

feitas através de adsorção/dessorção e de interações capilares.

Para se atingir a vaporização, os contaminantes obedecem à seqüência

descrita na Figura 2.

Figura 2 – Seqüência para se atingir a vaporização.

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Para contaminantes orgânicos voláteis (combustíveis e solventes

clorados), com o aumento de temperatura a pressão de vapor cresce conforme

demonstra a Figura 3, aumentando a taxa de solubilidade e dissolução,

diminuindo desta forma a adsorção do mesmo na matriz do solo, aumentando

assim a razão de difusão. Já para os contaminantes semi-voláteis e não voláteis

(creosoto, piches, dentre outros) o aumento de temperatura também faz com que

a pressão de vapor também aumente, decrescendo também as tensões

interfaciais e aumentando desta maneira a permeabilidade relativa destes tipos

de compostos.

Para conseguir uma boa remediação utilizando a técnica de aquecimento é

extremamente importante atingir a pressão de vapor e aumentar a taxa de

vaporização. O efeito da temperatura na solubilidade depende do composto

químico em questão, sendo que normalmente a pressão de vapor cresce com a

temperatura, conforme sugere a Figura 3. Geralmente, quando um composto

químico é aquecido, a sua densidade diminui, sendo a sua pressão de vapor

aumentada. Sua adsorção na fase sólida ou matéria orgânica sofre um

decréscimo e sua difusão molecular na fase aquosa e gasosa é aumentada.

Conforme Duarte (2004), recentes estudos têm mostrado que o coeficiente de

difusão em líquidos é proporcional à temperatura.

O processo de difusão dos gases é muito maior do que dos líquidos, já a

viscosidade de gases é aproximadamente duas ordens de magnitudes menores

que a viscosidade de líquidos. A conversão de um líquido em um gás irá

aumentar a sua mobilidade, conseqüentemente facilitando a sua remoção.

Figura 3 – Relação entre temperatura e pressão de vapor (EPA, 1988).

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Num solo, quanto maior a quantidade de matéria orgânica do solo, torna-se

mais difícil de se retirar o contaminante, até mesmo com aquecimento. Quanto

menor o teor de matéria orgânica, maior será a quantidade de contaminante nas

fases líquida e gasosa (Duarte, 2004).

Contaminantes com menores pontos de ebulição geralmente têm maior

pressão de vapor (Duarte, 2004). Para compostos com alto ponto de ebulição,

quando estão sendo tratados dentro de solos argilosos, a adição de calor como

parte do processo de remediação irá aumentar significativamente a volatilização

com o processo de extração de vapor.

Nos contaminantes oleosos a mais significativa melhoria que o

aquecimento proporciona é a redução da viscosidade na fase oleosa.

2.2.1. Características e Propriedades dos Hidrocarbonetos

O petróleo é uma mistura líquida complexa de diversos compostos,

incluindo hidrocarbonetos, compostos de oxigênio, enxofre e nitrogênio, assim

como de metais como vanádio e níquel de sais minerais, etc. A grande maioria

(cerca de 75%) dos compostos do petróleo é constituída de hidrocarbonetos.

(crus) e produtos refinados.

• Composição Química dos Hidrocarbonetos

Os crus diferem bastante na sua composição, podendo apresentar uma

gama alargada de propriedades, enquanto que os produtos refinados são

controlados, sendo muitas vezes enriquecidos com determinados compostos,

como as olefinas que se formam durante o craqueamento. Assim, os produtos

refinados passam a ter características bem definidas.

Os hidrocarbonetos podem ser agrupados em cinco categorias diferentes,

consoante a sua composição química: alcanos ou parafinas, naftênicos ou

ciclanos, aromáticos, alcenos de olefinas, asfaltenos e resinas. Os alcanos são

hidrocarbonetos estáveis e saturados que apresentam ligações C-C simples,

com a estrutura-tipo CnH2n+2. São também conhecidos por parafinas, sendo o

principal constituinte do petróleo dependendo da origem. Os naftênicos são

também compostos orgânicos saturados, contudo apresentam terminais ligados

numa estrutura anelar, sendo a sua fórmula geral: CnH2n. São insolúveis na

água.

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Os hidrocarbonetos saturados (tanto os alcanos como as naftênicos) de

menor peso molecular (< C18) são os componentes mais passíveis de dispersão

dos óleos, enquanto que as maiores moléculas saturadas (ceras) podem

provocar anomalias nos processos de evaporação, dispersão e emulsificação.

Os compostos orgânicos aromáticos são caracterizados por possuírem pelo

menos um anel benzênico na sua estrutura. Os pequenos aromáticos (um ou

dois anéis) são solúveis na água, sendo também rapidamente evaporáveis, ao

contrário dos maiores aromáticos com mais de dois anéis que não apresentam

nenhuma das características referidas anteriormente.

Os aromáticos de baixo ponto de ebulição são responsáveis pela

toxicidade da maior parte dos óleos, sendo os aromáticos de elevado ponto de

ebulição suspeitos de provocarem cancro e de serem venenos persistentes.

Os alcenos são compostos não-saturados, que possuem pelo menos uma

ligação dupla entre átomos de carbono, com a seguinte fórmula geral: CnH2n.

Estes compostos encontram-se nos produtos refinados. Os asfaltenos são

compostos com elevados pesos moleculares e definição imprecisa. Contêm

enxofre, nitrogênio e oxigênio, podendo também estar associados a metais como

o níquel e cádmio. Não sofrem evaporação, degradação ou dispersão

significativa, contribuindo para a formação de emulsões água-no-óleo estáveis

quando em percentagens superiores a 3%.

O conteúdo sulfuroso num petróleo bruto é importante por diversas razões.

Processos como o craqueamento catalítico e antes da cadeia de refino são

afetados por elevados conteúdos de enxofre (Fernandes, 2001). Durante um

derrame de óleo, o conteúdo sulfuroso torna-se uma preocupação para o

pessoal da limpeza, por questões de saúde e segurança (Fernandes, 2001).

Geralmente, a queima de óleos com elevado teor de enxofre podem liberar

níveis perigosos de SO (Fernandes, 2001).

Benzeno, tolueno, etilbenzeno, xilenos (BTEX) e alquil-benzenos são os

compostos aromáticos voláteis mais comuns no petróleo. Estes são a fração

mais móvel e solúvel dos produtos petrolíferos, e como tal, freqüentemente

penetram no solo, sedimentos e águas superficiais devido a determinados

acidentes. BTEX são compostos carcinogênicos e neurotóxicos, sendo os

principais poluentes resultantes de derrames de produtos petrolíferos.

O teor em metais pode fornecer informações importantes acerca da origem

dos óleos. Os principais elementos metálicos encontrados são o níquel, vanádio,

ferro e cobre. O níquel e vanádio têm efeitos prejudiciais nos catalisadores

usados nos processos de craqueamento e dessulfurização.

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• Propriedades Físico-químicas dos Hidrocarbonetos

A densidade é definida como a massa por unidade de volume de uma

substância. É freqüentemente apresentada para os óleos em g/ml ou g/cm3, ou

ainda em kg/m3. O óleo flutuará na água caso a sua densidade seja inferior à

densidade da água. Alguns crus e óleos combustíveis residuais podem

apresentar densidades superiores a 1.0 g/cm3, e o seu comportamento

dependerá da salinidade e temperatura da água.

Para além da densidade do óleo depender da temperatura do mesmo, ela

também aumenta após o derrame, devido à evaporação das frações voláteis

(menos densas). Após evaporação considerável, a densidade de alguns óleos

pode mesmo aumentar o suficiente para que estes se afundem na coluna de

água.

A gravidade específica e a gravidade API (American Petroleum Institute)

são propriedades relacionadas com a densidade e que são freqüentemente

utilizadas. A gravidade específica (ou densidade específica) é a razão entre a

densidade do óleo e a densidade da água pura, a uma dada temperatura. A

gravidade API é mais freqüentemente utilizada na indústria petrolífera do que a

densidade, e refere-se a uma temperatura de 15º C, sendo calculada conforme a

Equação 1.

5,131)º15(

5,141)( −=CspecíficaGravidadeE

PIGravidadeA o eq. (1)

Geralmente, os preços dos produtos petrolíferos são baseados na

gravidade API, sendo que aqueles que apresentam valores API mais elevados

(e, portanto menores densidades) são, geralmente, mais caros. Os óleos podem

também ser agrupado consoante a sua gravidade ºAPI, conforme descrito na

Tabela 1.

Tabela 1 – Classificação dos óleos com base na gravidade API.

Grupo ºAPI (15ºC)I > 45,0II 35,0 - 45,0III 17,5 - 35,0IV 17,5 - 10,0V < 10,0

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A viscosidade é a medida de resistência do fluido ao movimento; quanto

menor a viscosidade, mais facilmente o produto flui. Tal como a densidade, a

viscosidade é influenciada pela temperatura e pelo envelhecimento do óleo,

diminuindo com o aumento da temperatura e aumentando com o envelhecimento

do óleo. Esta propriedade influencia o grau de espalhamento, a penetração no

solo ou nos sedimentos e a seleção de equipamento mecânico para aspiração

do produto.

A distribuição dos pontos de ebulição de um produto é bastante utilizada na

indústria de refino do petróleo para avaliar novos produtos e a qualidade, quer na

compra, quer durante o transporte, e ainda para fornecer informação quanto à

maximização dos resultados no processo de refino. Para objetivos de análise

dos óleos para fins ambientais, este tipo de informação fornece uma indicação

da volatilidade e distribuição dos componentes do produto, permitindo uma

previsão da evolução do processo de evaporação. Geralmente, a distribuição

dos pontos de ebulição é determinada por destilação (Fernandes, 2001).

O ponto de filgor de um óleo é a temperatura a partir da qual se libertam

vapores susceptíveis de se inflamarem, quando expostos a uma fonte de

ignição. Este é um fator extremamente importante em relação à segurança das

operações de limpeza do derrame.

Gasolinas e outros óleos combustíveis leves podem facilmente inflamar-se

em muitas condições ambientais, e assim tornar-se um sério perigo quando

derramados. Muitos óleos também têm pontos de fulgor baixos, até ao momento

em que os componentes mais voláteis se evaporam ou se dispersam.

O ponto de fluidez é a menor temperatura à qual o óleo flui, em condições

de teste padrão. Abaixo dessa temperatura o óleo torna-se um semi-sólido ou

plástico, geralmente devido à separação das ceras do óleo, ou no caso de

produtos muito viscosos, devido ao efeito da viscosidade. Para óleos

combustíveis residuais, os pontos de fluidez podem estar relacionados com o

grau de aquecimento e arrefecimento a que os produtos foram sujeitos.

A tensão interfacial é a força de atração entre as moléculas na interface

entre dois fluidos, sendo que na interface ar/líquido esta força é freqüentemente

referida como tensão superficial. A tensão interfacial é usualmente expressa em

dyne/cm (mN/m). Conjuntamente com a viscosidade, a tensão superficial afeta o

espalhamento do óleo na água. Baixas tensões superficiais correspondem a

graus de propagação maiores.

Certos hidrocarbonetos dissolvem-se ligeiramente na água, tais como os

aromáticos ligeiros e algumas parafinas. Estes possuem elevada solubilidade,

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pelo que após o derrame podem ser rapidamente dissolvidos, especialmente em

condições de mar agitado. Os compostos mais solúveis são também os que

apresentam pontos de ebulição mais baixos, podendo também ser rapidamente

evaporados. Na realidade, a solubilidade de um petróleo na água é muito baixa.

Uma emulsão água-no-óleo é uma dispersão estável de pequenas

gotículas de água no óleo. Estas emulsões quando formadas podem apresentar

características muito diferentes dos óleos antes da emulsificação. Este aspecto

tem implicações importantes no comportamento do óleo derramado e

subseqüentes operações de limpeza, sendo assim importante conhecer se o

óleo tende a formar emulsões estáveis, e qual o conteúdo máximo em água das

mesmas.

2.3. Condução de Calor

A energia transferida pelo fluxo de calor não pode ser diretamente medida,

mas está relacionada a uma grandeza chamada temperatura, que pode ser

medida (Incropera & Dewitt, 1998).

Quando existir uma diferença de temperatura num sistema existirá um

fluxo de calor da região de maior temperatura para a região de menor

temperatura. Isso significa que ao existir um gradiente de temperatura no

sistema, o conhecimento da distribuição da temperatura neste sistema é

bastante importante nos estudos da transferência de calor.

Existem três tipos de transferência de calor, como mostra a Figura 4. São

eles: condução, convecção e radiação. Na realidade, a distribuição da

temperatura é a combinação do efeito desses três tipos de transferência de

calor. Entretanto, para simplificar a análise, considera-se, por exemplo, a

transferência de calor somente por condução quando as transferências por

convecção e por radiação forem desprezíveis.

Condução é o tipo de transferência de calor onde a troca de energia ocorre

a partir da região de maior temperatura em direção à região de menor

temperatura, através da propagação da vibração das moléculas, em um meio

sólido ou líquido.

A convecção ocorre quando um fluido (gás ou líquido) está em movimento

sobre um corpo sólido ou dentro de um canal e enquanto as temperaturas do

sólido e do fluido forem diferentes.

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Todos os corpos emitem continuamente energia por causa da sua

temperatura, e essa energia emitida por eles é chamada de radiação térmica. A

energia de radiação emitida por um corpo é transferida no espaço em forma de

ondas eletromagnéticas, de acordo com a teoria clássica de Maxwell, ou em

forma de fótons discretos de acordo com a hipótese de Planck. Na investigação

de transferência de calor radioativo ambos conceitos são utilizados (King, 2003).

Figura 4 – Mecanismos de transferência de calor (Incopera & Dewitt, 1998).

2.3.1. Lei de Fourier

Transferência de calor é a energia em trânsito devido a uma diferença de

temperatura (Incropera & Dewitt, 1998). Sempre que existir uma diferença de

temperatura em um meio ou entre meios diferentes haverá uma transferência de

calor entre eles.

É possível quantificar os processos de transferência de calor em termos de

equações de taxas de transferência de calor. Essas equações são usadas para

calcular a quantidade de energia transferida por unidade de tempo. Para a

condução de calor, a equação da taxa de transferência de calor é conhecida pela

Lei de Fourier.

Para um objeto unidimensional, que apresenta uma distribuição de

temperatura )(xT , a equação do fluxo de calor é dada por:

dxdTq xx λ−= eq. (2)

DBD



O fluxo de energia xq é a taxa de transferência de calor na direção x por

unidade de área perpendicular à direção da transferência, sendo proporcional ao

gradiente de temperatura, dxdT , nesta direção. A constante de

proporcionalidade λ é uma propriedade de transporte, que é uma característica

do material do objeto, conhecida como condutividade térmica, na direção x . O

sinal negativo é uma conseqüência do fato do calor ser transferido no sentido da

diminuição da temperatura. Na Figura 4, sob condições estacionárias, a

distribuição de temperatura é linear e o gradiente de temperatura pode ser

expresso como:

LTT

dxdT 12 −= eq. (3)

E o fluxo de calor é, portanto:

LTTq xx

12 −−= λ eq. (4)

A Equação (4) pode ser reescrita como:

LT

LTTq xxx

∆=

−−= λλ 12 eq. (5)

Figura 5 – Transferência unidimensional de calor por condução (Incopera & Dewitt,

1998).

DBD



A Lei de Fourier, conforme descrita pela Equação 2, deixa implícito que o

fluxo térmico é uma grandeza direcional. A direção do fluxo térmico será sempre

normal a uma superfície com temperatura constante, conhecida como superfície

isotérmica. Sendo assim, tem-se a seguinte equação, já em 3 dimensões, para a

Lei de Fourier:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∂∂

+∂∂

+∂∂

−=∇−=yT

yT

xTTq yyx λλλλ eq. (6)

Onde ∇ é o operador vetorial gradiente, ),,( zyxT representa em

coordenadas cartesianas o campo escalar de temperatura, e λ é um tensor 3x3.

2.3.2. Fluxo de Calor nos Solos

Segundo Duarte (2004), a profundidade de penetração do calor dentro de

uma massa de solo e a amplitude de variação diária de temperatura são

influenciadas pelas propriedades térmicas do solo. A penetração de calor

durante um dia é da ordem de 0,3 a 0,8m.

Em meios porosos não saturados, o calor e a umidade (na forma líquida ou

vapor) são transportados simultaneamente e em decorrência da influência

combinada de gradientes de temperatura e de conteúdo de umidade. O calor

migra em um meio poroso essencialmente por condução através das partes

sólidas (grãos), enquanto que através dos poros os três mecanismos, condução,

convecção e radiação ocorrem em paralelo.

Nos poros preenchidos com ar, a migração de calor é predominantemente

devido ao transporte de calor latente pelo vapor (Jackson & Taylor, 1986). O

transporte de vapor d’água ocorre por difusão molecular no ar existente nos

poros. Líquidos, por sua vez, migram devido ao efeito de capilaridade, que se

associa ao conceito de potencial de sucção do solo. Os mecanismos

responsáveis pelo transporte de líquido e vapor dependem essencialmente da

quantidade de água presente no meio.

O fluxo de calor por condução pode ser comparado ao fluxo de um líquido.

A condutividade hidráulica é análoga à condutividade térmica. A condutividade

térmica (λ ) é definida como a quantidade de calor que passa numa unidade de

tempo através de uma unidade de área transversal, devido a um gradiente de

temperatura aplicado na direção do fluxo.

DBD



A condutividade térmica é a propriedade essencial que controla o fluxo de

calor. A utilização do termo condutividade térmica é bem empregado, pois a

condução de calor em condições normais ocorre essencialmente por condução.

A Tabela 2 lista valores de condutividade térmica para vários materiais. A faixa

de valores de condutividade térmica para solos finos, tais como: siltes, argilas

siltosas, siltes argilosos e argila é de 0,25 a 2,5 W/m.ºK (Mitchell,1993). Esta

faixa é para solos saturados. No caso de solos não saturados estes valores

podem ser bem mais baixos. A Tabela 2 também lista valores de capacidade de

aquecimento, calor de fusão e calor de vaporização da água. O calor de fusão é

usado para análise de congelamento do meio poroso e o calor de vaporização é

aplicado em situações onde existem transições fase líquido-vapor.

Tabela 2 – Propriedades térmicas do solo (modificado de Mitchell, 1993).

Propriedade Térmica Material ValorAr 0,024

Água 0,60Gelo 2,25

Granito 2,76Folhelho 1,56Cobre 389

Valores médios de solos 0,25 - 0,29 (~1,7)Quartzo 8,4

Matéria Orgânica 0,25Quartzo 0,175

Valores médios de solos 0,175Matéria Orgânica 0,46

Água 1,00Ar 0,24

Água 1Valores médios de solos 0,46

Quartzo 0,46Matéria Orgânica 0,6

Ar 0,00029Água 333 kJ/kg

Solo kJ/m³

Água 2,26 MJ/kg

Solo MJ/m³Calor de Vaporização

Condutividade Térmica (W/m.ºK)

Calor Específico (cal/g.ºC)

Capacidade de Aquecimento Volumétrico (cal/cm³.ºC)

Calor de Fusãod

wx γ.100

1040,3 4 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

dw γ.

100230 ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

DBD



A capacidade de aquecimento volumétrico (C ) por unidade de volume de

um dado solo é a energia de calor necessária para mudar a temperatura de seu

volume unitário de 1 ºC. Este coeficiente é definido como o produto do calor

específico c (cal/gºC) e da massa específica ρ (g/cm³).

cC .ρ= eq. (7)

O calor específico é função da temperatura, crescendo linearmente quando

a temperatura cresce, principalmente para solos de granulometria grossa. A

terceira Lei da Termodinâmica diz que o calor específico de qualquer material

deve se aproximar de zero quando a temperatura se aproxima do zero absoluto.

A capacidade de aquecimento volumétrico de solos pode ser estimada de

acordo com Sangre (1968):

ww

d CwC ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

100.0,118,0

γγ

eq. (8)

onde: =C capacidade de aquecimento volumétrico.

=dγ peso específico seco.

=w umidade gravimétrica em percentagem.

=wγ peso específico da água.

=wC capacidade de aquecimento volumétrico da água.

Quando existir fluxo transiente, o comportamento térmico de um solo é

governado não somente pela condutividade térmica, mas também pela sua

capacidade de aquecimento volumétrico (Duarte, 2004).

A temperatura num meio poroso depende de alguns fatores, tais como:

diferença na intensidade de absorção de calor de um solo (relacionado a sua

coloração), variações do calor específico do solo (composição mineralógica e

umidade), e, diferenças na condutividade térmica (grau de compactação e

umidade).

Em geral, experimentos têm mostrado um aumento da condutividade

térmica devido ao aumento do peso específico seco, sendo este acréscimo

especialmente importante no caso de solos secos. Um peso específico seco

maior implica em maior quantidade de material sólido por volume de solo, e

melhores contatos térmicos entre grãos.

DBD



Quanto à transferência de calor em solos, estudos teóricos geralmente

consideram o solo com um meio homogêneo e assume-se que todos os

processos de transferência de calor acontecem uniformemente no meio poroso

(De Vries, 1958). A transferência de vapor e a convecção do ar são importantes

somente em vazios cheios de ar; e o movimento de líquido somente em vazios

repletos de água, enquanto que a evaporação e a condensação são associadas

com interfaces ar/água. Dependendo das condições, a transferência de calor por

condução é o mecanismo predominante. Convecção e radiação são efeitos

relativamente pequenos ou negligenciáveis, mas podem ter uma influência

notável em certas situações.

Em solos não saturados ocorre a migração de calor pelo processo de

evaporação seguido pela difusão do vapor e posterior condensação em outro

local.

A condução ocorre em todos os constituintes do solo: na parte sólida, na

água (líquida, vapor ou gelo) e no ar.

A condução opera no ar e no vapor d’água pelo processo de colisão entre

as moléculas e com um conseqüente aumento das suas energias cinéticas Na

fase líquida um mecanismo similar ao descrito anteriormente também é

responsável pela transferência de calor. Entretanto, a transferência de energia

também é feita por quebra e formação de pontes de hidrogênio nas moléculas de

água. O fluxo de calor nos sólidos cristalinos pode ser visualizado como a

ocorrência do aumento das vibrações atômicas. A condução de calor pelo ar é

relativamente desprezível. A quantidade de calor transferida por condução

aumenta quando a densidade seca e o grau de saturação do solo aumentam.

Convecção livre é o fenômeno de massa transportada devido a um

gradiente de temperatura. Esta é causada em fluídos devido à mudança de

densidade do mesmo com a temperatura. Para altas temperaturas as

densidades dos fluídos são menores, resultando num deslocamento ascendente.

O fluido ao se deslocar carrega o calor consigo, criando uma distribuição de fluxo

caracterizada por células poligonais (Farouki, 1986). Este processo de

convecção livre resulta em correntes que se misturam facilitando a transferência

de calor por condução.

Outro fenômeno que pode acontecer é a convecção forçada. Esta ocorre

quando correntes de ar ou água são forçadas a se mover através dos poros do

solo por diferença de pressão. Um exemplo do efeito de convecção forçada

ocorre no fluxo de água subterrânea. Esses efeitos de convecção forçada são

DBD



usualmente encontrados em solos arenosos. Em areias finas este fenômeno

pode causar um aumento da condutividade térmica em 20% (Johansen, 1975).

A radiação ocorre através dos vazios do solo preenchidos com ar por

propagação da energia de aquecimento, tais como ondas eletromagnéticas. Em

solos, a radiação é normalmente negligenciada. Seu efeito em areias é menor

que 1% da transferência total de calor a temperaturas ambiente. O efeito da

radiação pode ser notado em materiais como o pedregulho.

Em solos não saturados, o aumento da temperatura em certas regiões

causa a evaporação da água. Conseqüentemente a pressão de vapor local

cresce e o vapor d’água se difunde através dos poros interconectados a regiões

de menor valor de pressão de vapor, se condensando nestas regiões. O

coeficiente de difusão depende da temperatura.

Através do processo de evaporação/condensação uma quantidade

significativa de calor pode ser transferida. A influência da difusão do vapor

d’água aumenta com o decréscimo da massa específica seca ( dρ ) do meio

poroso como causa do aumento dos vazios necessários no processo de

transferência de calor.

2.4. Tecnologia das Remediações Térmicas In Situ

Os métodos de aquecimento térmico in situ foram desenvolvidos

primeiramente pela indústria de petróleo para a recuperação de óleo

desperdiçado (USEPA, 2004). Estes métodos, mais tarde, foram adaptados para

o tratamento do solo e das águas subterrâneas. Inicialmente foram

desenvolvidos os métodos que consistiam em injeção de água quente, injeção

de vapor, injeção de ar quente e o aquecimento por resistências elétricas. O

método de aquecimento por condutor térmico surgiu por último entre o fim da

década de 1980 e início da década de 1990 (USEPA, 2004).

Atualmente três métodos têm sido usados para a remediação do solo e das

águas subterrâneas nas zonas contaminadas; aquecimento por injeção de vapor

(SEE – Steam Enhanced Extraction), aquecimento por resistências elétricas

(ERH – Eletrical Resistence Heating) e o aquecimento por condutor térmico

(TCH – Thermal Conductive Heating) este último mais conhecido como

dessorção térmica in situ (ISTD – In Situ Thermal Desorption) que será

apresentado em um item à parte.

DBD



Estas tecnologias térmicas de tratamento in situ são utilizadas para o

tratamento de áreas contaminadas por solventes clorados além de outros

contaminantes orgânicos voláteis e semi-voláteis tais como, PCB´s, PAH´s,

pesticidas, combustíveis, óleos, e lubrificantes. Estes três métodos se

destacaram devido à eficiência apresentada em relação a outros métodos de

tratamento térmico.

A injeção de água quente, por exemplo, tem sido usada apenas para a

recuperação de áreas contaminadas por óleos de baixa volatilidade e baixa

solubilidade (USEPA, 2004). O aquecimento por rádio freqüência (ERH – Radio

Frequency Heating) uma variação do ERH, que utiliza a energia da rádio

freqüência, foi aplicada à remediação de vários contaminantes na zona não

saturada, porém sua aplicação na zona saturada foi limitada (USEPA, 2004). A

injeção de ar quente viu sua aplicação limitada devido à baixa capacidade de

calor do ar (1 kJ/kg.ºC) comparada ao do vapor (4 kJ/kg.ºC). Além disso, o vapor

fornece uma capacidade de aquecimento adicional baseada no calor de

condensação da água (2300 kJ/kg). Em função disto, seriam necessárias taxas

mais elevadas de fluxo de ar para fornecer o mesmo efeito de aquecimento que

o fluxo de vapor que poderia causar a formação de fraturas no solo devido à alta

pressão. Entretanto, a injeção de ar quente tem sido aplicada às vezes durante a

injeção de vapor para manter as concentrações adicionais de oxigênio

necessárias para promover o processo de oxidação (Davis, 1997).

2.4.1. Injeção de Vapor – SEE

A injeção de vapor foi usada inicialmente pela industria do petróleo para a

recuperação do óleo desperdiçado durante as operações de produção

diminuindo a viscosidade dos óleos pesados e aumentando a volatilidade de

óleos leves, facilitando a produção em formações profundas. A vantagem da

injeção de vapor vem devido principalmente à capacidade de aquecimento do

vapor ser relativamente grande, o que fornece uma maior injeção de calor à sub-

superfície do que injetando ar quente.

Em aplicações corretivas, como mostra a Figura 6, a injeção de vapor

envolve basicamente a injeção do vapor na sub-superfície para dissolver,

vaporizar, e mobilizar os contaminantes que são em seguida recuperados. Os

contaminantes mobilizados são extraídos utilizando um equipamento sub-

superficial de extração do vapor e do líquido. Os vapores e os líquidos extraídos

DBD



são tratados usando tecnologias convencionais de tratamento, tais como a

condensação, retirada do ar, adsorção de materiais carbono, e a oxidação

térmica.

Durante os estágios iniciais da injeção de vapor, este condensa e aumenta

a temperatura do solo e dos líquidos contidos nos poros. Quando o solo que

cerca os poros de injeção se torna aquecido a ponto da água entrar em ebulição,

uma parte inicial do vapor começa a se formar na sub-superfície, e os líquidos e

os vapores são mobilizados para os poços de extração.

Figura 6 – Sistema de Injeção de Vapor SEE (Davis, 1998).

A primeira parte do vapor é caracterizada por concentrações elevadas de

contaminantes na fase gasosa e na fase aquosa. Neste estágio, três zonas

distintas se formam: uma zona com a temperatura do vapor, uma zona com

temperatura variável, e uma zona com temperatura ambiente. Na zona com

temperatura do vapor, os principais mecanismos de remoção do contaminante

são destilação e deslocamento do vapor. Na zona com temperatura variável, as

forças físicas (tais como viscosidade, expansão e inércia) fazem o papel de

transporte do contaminante. Na zona com temperatura ambiente, o

deslocamento direto é o principal mecanismo de remoção do contaminante (Wu,

1977).

A injeção de vapor é mais eficaz quando este pode ser incorporado nos

vazios do solo o que é mais freqüente em zonas de permeabilidade entre 10-4 e

10-3 m/s. Nos solos com baixa permeabilidade, o vapor encontra dificuldade para

penetrar nos espaços vazios rapidamente, resultando em uma perda de calor

mais elevada e, em alguns casos, não é possível aquecer completamente a

área. Além do mais, o pequeno diâmetro dos poros pode criar pressões capilares

DBD



mais elevadas e, conseqüentemente, diminuem a taxa de evaporação dos

contaminantes. É possível aquecer zonas de baixa permeabilidade com vapor se

elas forem suficientemente estreitas para conduzir o calor de cima para baixo.

Alternativamente, é possível combinar a técnica da injeção de vapor com

outras tecnologias, tais como a ERH para aplicar em áreas de baixa

permeabilidade (USEPA, 2004). A heterogeneidade da geologia sub-superficial

pode também afetar o fluxo de vapor injetado na sub-superfície porque

preferencialmente pode ocorrer uma canalização do vapor para as zonas de

permeabilidade mais elevadas. Entretanto, os efeitos da canalização do vapor

podem ser minimizados porque as perdas de calor nas zonas permeáveis

ocorrem mais lentamente em solos estratificados. Se espessura da camada for

pequeno (aproximadamente 2m), este efeito será insignificante. Porém, se a

espessura das zonas de baixa permeabilidade for grande, recomenda-se

associar a técnica de injeção de vapor a outra tecnologia in situ mais apropriada.

Os principais componentes do sistema de injeção de vapor são os

equipamentos de geração de vapor (caldeiras), sistema de distribuição de vapor,

e sistemas de extração de produtos (vapor e líquidos). O vapor pode ser

fornecido por equipamentos existentes usados para outras finalidades no local

ou por um sistema móvel de vapor. O combustível para estes equipamentos

pode ser gás natural, propano, ou outras fontes de combustível.

O tamanho e capacidade serão de acordo com a taxa requerida de injeção

de massa de vapor. Na maioria dos casos, o equipamento de geração de vapor

pode requerer um sistema de tratamento e armazenamento da água de

alimentação principalmente para as fontes onde a água apresenta baixa

qualidade (Schumacher, 1980). A distribuição do vapor inclui tipicamente um

distribuidor que permita o controle de fluxos do vapor aos poços individuais ou

de grupos de poços.

Os parâmetros operacionais importantes para os equipamentos de injeção

de vapor incluem controle de pressão de vapor, qualidade do vapor (em nível de

saturação), e a habilidade de injetar continuamente o vapor até que se atinja os

poços de extração. As pressões devem ser suficientes para penetrar nos solos e

deslocar a água subterrânea sem exercer pressões de fraturamento.

A qualidade do vapor deve ser de preferência 100%. A grande saturação

ou elevada temperatura do vapor não parece oferecer vantagens adicionais

porque o potencial de aquecimento é relativamente independente da

temperatura. Além disto, o aumento da temperatura do vapor pode resultar em

perdas de calor por radiação ou condução para as áreas fora da área de

DBD



tratamento. A injeção contínua até que a zona de vapor estenda-se dos poços de

injeção até os poços de extração é empregada para fornecer taxas de

aquecimento adequadas e para reduzir as perdas de calor.

O sistema de injeção de vapor consiste também de uma série de poços de

injeção e de poços de extração. Para aplicações pequenas, um anel de poços de

injeção cerca uma central de extração situada próxima à área do DNAPL. Nesta

configuração, os poços de injeção são colocados em áreas limpas em torno da

zona contaminada, se possível, para minimizar o risco de espalhar o

contaminante. Em alguns casos, mas em menor freqüência, a configuração é

usada de dentro para fora, onde o vapor é injetado centralmente, e os poços de

extração no perímetro fornecendo controle hidráulico e pneumático, reduzindo o

risco do contaminante se espalhar.

Para áreas maiores, as disposições múltiplas de poços de injeção e

extração são usadas para aquecer a área contaminada capturando e

mobilizando os contaminantes. O afastamento dos poços de injeção e a extração

dependem das circunstâncias geológicas (que incluem aplicação em meios

saturados ou não saturados), da permeabilidade, e da profundidade da

aplicação. O afastamento típico para poços varia em torno de 10 m (Davis,

1998).

Controladores elétricos são colocados para monitorar as temperaturas sub-

superficiais. Uma vez atingida a temperatura desejada na zona de tratamento é

iniciada a injeção cíclica de vapor.

Os poços usados para a injeção, a extração, ou o monitoramento são

preferencialmente de aço, pois asseguram um melhor controle, comportamento e

durabilidade durante a operação de tratamento (USEPA, 2004). Tubos

convencionais de PVC ou fibra de vidro podem degradar ou se deformar sob

circunstâncias de alta temperatura. As junções também devem ser bem feitas

para assegurar grandes pressões e expansão térmica.

A temperatura é também relevante na seleção das bombas de extração e

injeção, pois algumas bombas de extração de águas subterrâneas não

funcionam bem sob altas temperaturas.

Para uma boa aplicação desta tecnologia de tratamento térmico in situ,

todos os parâmetros detalhados acima devem ser bem observados para um

melhor funcionamento da técnica.

DBD



2.4.2. Aquecimento por Resistências Elétricas – ERH

O aquecimento por resistências elétricas envolve a aplicação da corrente

elétrica através da sub-superfície, tendo por resultado a geração de calor. O

sistema utiliza resistências elétricas naturalmente dentro da sub-superfície onde

a energia é dissipada diretamente. Esta forma de aquecimento in situ permite

que a energia seja focalizada em uma zona específica. Quando a temperatura

sub-superficial é elevada até atingir o ponto de ebulição da água contida nos

meios porosos na zona de tratamento, será gerado um vapor que em seguida

será extraído trazendo consigo os contaminantes do solo.

A entrada de potência necessária à sub-superfície é inversamente

proporcional à resistência do solo e diretamente proporcional ao quadrado da

tensão aplicada, de acordo com a equação derivada da lei de Ohm.

RVP

2

= eq. (9)

onde: =P potência. [ ]W

=V tensão. [ ]V

=R resistência. [ ]Ω

A resistência de uma matriz sub-superficial é determinada pela quantidade

de água, pela concentração dos sais dissolvidos ou pela quantidade de íons na

água, e pela capacidade de troca catiônica do solo (Kendall & Wolf 1999). O

índice de carbono orgânico dos solos afeta também a resistividade, mas tem

efeito maior no tempo requerido no tratamento como conseqüência de dividir

mais fortemente os contaminantes orgânicos, tais como solventes clorados, nos

solos.

A resistividade é também função da temperatura, pois quando a água

alcança seu ponto de ebulição, a resistência diminui com a mobilidade. A

resistência do solo pode ser medida no campo ou ser estimada pela

caracterização do solo e das águas subterrâneas. A resistência total de um

sistema de aquecimento por resistência elétrica é determinada baseada na

resistência do solo e na geometria do sistema de eletrodo. Paras solos com

resistência entre 10 e 100 Ohms, as tensões aplicadas variam de 100 a 1500

Volts, atingindo potências na ordem de dezenas a centenas de quilowatts.

DBD



Esta técnica de tratamento apresenta melhor aplicação para camadas de

baixa permeabilidade e para as DNPLs que se encontram consolidados dentro

das zonas de baixa permeabilidade com índice de matéria orgânica elevado

(USEPA, 2004).

O sistema de aquecimento por resistência elétrica consiste em eletrodos

sub-superficiais e um sistema de extração do vapor para capturar a água e os

contaminantes volatilizados. Em alguns casos, a extração da água subterrânea é

usada também para rebaixar o nível do lençol na zona de tratamento durante os

estágios iniciais do tratamento.

Para melhorar a uniformidade do aquecimento e para reduzir as

densidades nos locais próximo aos eletrodos, a maioria das configurações

empregam disposições múltiplas de eletrodo fase com um eletrodo neutro central

agrupado com um sistema de extração de vapor. Este método facilita a

passagem da corrente que pode fluir do eletrodo fase ao eletrodo neutro. As

áreas maiores são remediadas por disposições adjacentes instalados de modo

que as zonas aquecidas sobreponham (Beyke 1998). A Figura 7 mostra um

diagrama esquemático geral de um sistema de aquecimento por resistência

elétrica usando seis eletrodos fase que cercam um eletrodo neutro combinado

com um sistema de extração de vapor e cercado por um sistema de aterramento.

Figura 7 – Configuração típica de um sistema de aquecimento por resistência elétrica

ERH (Pope & Nienkerk, 2002).

Os eletrodos podem ser instalados por diversas técnicas de perfuração. O

método de instalação depende geralmente da tensão in situ em que se encontra

o solo. Devido a densidade mais elevada do eletrodo, a tensão aplicada é

DBD



dependente da resistência de contato. Em zonas vadosas ou lençol freático

baixo, a água pode ser injetada para manter o bom contato elétrico e para

impedir a secagem excessiva aumentando a tensão nos eletrodos. A injeção

pode ser aumentada com concentrações baixas de sal adicionado à água ou o

uso de revestimento condutor, como o carbono/grafite ou aço, em torno dos

eletrodos.

O equipamento de superfície varia dependendo especificamente do

método local, e da área a ser tratada. Geralmente, a freqüência fornecida pelas

concessionárias é de 60 Hertz, para freqüências maiores utilizam-se

equipamentos de conversão para atingir a potência necessária. Dependendo das

propriedades do solo, pode-se operar em áreas de até 35 m de diâmetro. O

aquecimento multifásico requer espaço adicional para instalação de um

transformador e também controles de tensão (Beyke 1998).

Os sistemas de extração do vapor são usados para remover a água e os

contaminantes volatilizados da sub-superfície. Os equipamentos de extração de

vapor são similares ao usado no sistema de injeção de vapor. A alta temperatura

é um fator importante ao projetar o sistema de extração, principalmente no

quesito segurança. Além disso, buscando a segurança, deve-se também tomar

cuidado devido à alta tensão nas áreas de trabalho de superfície e/ou na

potência elevada dos condutores enterrados. Estes equipamentos devem passar

por constantes vistorias principalmente em áreas densamente ocupadas ou

áreas industriais. O aterramento é também de grande importância, pois todos os

equipamentos devem ser aterrados obedecendo às normas locais.

2.5 Dessorção Térmica In Situ (DTIS)

A dessorção térmica é um método de remediação que consiste

basicamente no aquecimento direto do solo, através de cobertores térmicos ou

bastonetes, para que haja a separação física dos contaminantes voláteis e

alguns semi-voláteis existentes no solo, lama ou sedimentos contaminados com

resíduos tóxicos. É aplicável principalmente á resíduos orgânicos, tais como

hidrocarbonetos poliaromáticos (PAHs), bifenilas policloradas (PCBs), dioxinas,

pesticidas e produtos derivados do petróleo. Geralmente, não é recomendada

para tratar metais e outros inorgânicos.

Esta tecnologia consiste em aquecer o solo contaminado por um

determinado período, com temperatura variando entre 90 e 560 ºC, volatilizando

DBD



a água e os contaminantes, para em seguida tratar os gases gerados (USEPA,

2001). Enquanto o solo é aquecido, os contaminantes no solo são vaporizados

ou removidos por uma série de mecanismos como: evaporação, destilação do

vapor, ebulição, oxidação e pirólise (Baker & Kuhlman, 2002).

A água vaporizada, os contaminantes, e os compostos orgânicos naturais

são extraídos por vácuo nos cobertores térmicos ou bastonetes em um fluxo

contínuo. Comparado aos processos de injeção de fluido, o processo de

aquecimento por condução é mais uniforme em sua varredura vertical e

horizontal, aquecendo uniformemente o solo.

O fluxo é gerado mesmo em camadas de baixa permeabilidade como os

siltes e argilas, permitindo o escape e captação dos contaminantes vaporizados.

A combinação do fluxo de calor e o vapor gerado fazem com que se chegue uma

eficiência de até 100% atingindo toda a área necessária (USEPA, 2001). Além

do mais, os contaminantes aquecidos no solo são removidos quase

completamente, com uma eficiência de deslocamento de aproximadamente

100%. Isto ocorre porque a zona inteira do solo pode ser aquecida a alta

temperatura por muitos dias.

Na prática, a maioria dos contaminantes é transformada em outro produto

no solo antes de alcançarem a superfície. Os contaminantes que não foram

destruídos são removidos por um sistema de captação na superfície,

conduzindo-os a um sistema de controle de poluição do ar. Os componentes

básicos do sistema de tratamento do vapor consistem basicamente em um

oxidador térmico, sistema de troca de calor, filtro de carvão ativado e bomba de

vácuo.

Alguns parâmetros são importantes para analisar a eficácia da dessorção

térmica, o volume do solo a ser aquecido durante o tratamento e o tempo de

residência no meio contaminado.

Para se obter sucesso no processo de dessorção térmica, é extremamente

importante fazer com que os contaminantes atinjam seus pontos de ebulição e

conseqüentemente suas pressões de vapor (Vinegar et al., 1997). O acréscimo

na temperatura faz com que a energia cinética média das partículas do líquido

aumente, até o ponto em que a energia seja suficiente para passar da fase

líquida para a gasosa. A ebulição ocorre quando a pressão de vapor iguala a

pressão crítica.

Outro fator que garantirá a eficiência do processo de dessorção térmica é

determinar a pluma de contaminação. Segundo Vinegar et al. (op. cit), a pluma

de contaminação deve ser bem delimitada antes do início da aplicação da

DBD



dessorção térmica in situ, localizando os contaminantes bem como suas

concentrações a diversas profundidades. A Figura 8, adaptada de Vinegar et al.

(op cit), exemplifica um caso real onde foram determinadas as concentrações de

PCB para diversas profundidades.

Figura 8 – Controle das concentrações iniciais de PCB, Vinegar et al. (1997).

2.5.1 Descrição do Processo de Dessorção Térmica

A técnica de dessorção térmica pode ser aplicada tanto no local

contaminado (dessorção térmica in situ) ou com a extração do solo contaminado

(dessorção térmica ex situ). Na dessorção térmica in situ, ilustrada na Figura 9, o

calor é injetado diretamente no solo através de cobertores térmicos situados na

superfície do terreno ou através de bastonetes térmicos cravados no terreno. Os

cobertores térmicos são eficazes para uma contaminação superficial a uma

profundidade de até 90 cm. Já os bastonetes térmicos podem ser colocados,

teoricamente, a qualquer profundidade (TerraTherm, 2001).

DBD



Figura 9 – Cobertor térmico e bastonetes térmicos, TerraTherm (2001).

Os processos fundamentais como fluxo de calor, escoamento de fluido,

comportamento das fases, e reações químicas, são similares para cada método.

Em cada caso, o calor é aplicado ao solo por uma superfície de alta temperatura

no contato com o solo, de modo que a transferência de calor seja por radiação

próxima às fontes de aquecimento, e por condução e convecção ao longo do

volume de solo. Segundo Vinegar et al. (1997), a condutividade térmica é

responsável por 80% da transferência de calor. Uma característica significativa

do processo é a criação de uma zona de temperatura muito elevada (> 500 ºC),

que causa a transformação de muitos contaminantes antes que se retirem do

solo. Podem existir processos de pré-tratamento, tais como: secagem e ajuste

do pH. Os processos de pós-tratamento são: tratamento dos sólidos

(resfriamento) e o tratamento de gases (oxidadores térmicos, condensadores,

sistemas de carvão ativado).

Os cobertores térmicos apresentam uma grande vantagem em relação aos

métodos tradicionais de remediação. Como todo o sistema de aquecimento fica

na superfície do terreno, não há a necessidade de escavar o solo. A TerraTherm

(2001) tem usado cobertores que consistem em seções de caixas de aço com

2,4 m de largura, 6 m de comprimento e 30,5 cm de espessura, em uma malha

de aço inoxidável. Os cobertores são elétricos e necessitam de uma fonte

geradora de 1,0 a 2,5 MW, dependendo do âmbito de aplicação.

DBD



Os elementos de aquecimento dos cobertores térmicos são compostos por

varetas introduzidas através de uma malha também em aço inox espaçados

aproximadamente por 8 cm, separados por um sistema de isolamento composto

por um tapete plástico. Todo o módulo é coberto por um isolante térmico. Há

também um sistema de captação de gases que é conectado a uma estação de

tratamento onde os gases são oxidados ou absorvidos do fluxo de vapor.

O tratamento de solos utilizando cobertores térmicos dura entre 2 a 10

dias, dependendo da profundidade desejada, da umidade dos solos, e outros

fatores. Stegemeier & Vinegar (1995) fizeram simulações numéricas para avaliar

o sistema de aquecimento utilizando cobertores térmicos para descontaminar um

pequeno campo piloto. Eles observaram que os contaminantes próximos à

superfície podem ser removidos em um tempo razoável. Para contaminantes

leves a menos de um metro de profundidade em um solo seco, a remediação

pode reduzir os contaminantes a níveis baixos em menos de dez dias, e para

contaminantes leves até cerca de 30 cm, pode-se atingir níveis residuais em até

24 horas.

A Tabela 3 apresenta os valores de temperatura atingidos através da

aplicação da dessorção térmica in situ, utilizando um cobertor térmico em um

solo contaminado por n-hexadecano (n – C16H34), cujo ponto de ebulição é de

287 ºC. A eficácia do tratamento é apresentada na Tabela 4.

Tabela 3 – Resumo das temperaturas vs profundidade, Steigemeier & Vinegar (1995).

Profundidade (cm) Temperatura máxima (ºC)0 57515 34530 19545 10260 91

Máxima temperatura atingida no solo após 65 horas de aquecimento

Tabela 4 – Percentual de n-hexadecano removido e quantidade residual desse por

camada de solo, Steigemeier & Vinegar (1995).

Camada (cm)Quantidade residual de

Removido (%)

0 - 15 0,42 99,9415 - 30 14,26 98,0030 - 45 176,86 74,70

)(3416 ppmHCn −

DBD



Segundo a TerraTherm (2001), para a descontaminação do solo a

profundidades maiores que 90 cm, os cobertores térmicos são ineficientes. Os

bastonetes térmicos criados para atingir, teoricamente, altas temperaturas a

qualquer profundidade. De acordo com Reed (1998), os bastonetes aquecem o

solo a uma temperatura que varia entre 215 e 800 ºC, dependendo do

contaminante.

O arranjo padrão é composto por uma disposição regularmente espaçadas

de aquecedores em furos selecionados no solo. A superfície entre os poços, na

região do tratamento, é coberta com mantas isolantes e impermeáveis que

permite a aplicação de vácuo imposta pelos poços alcançando toda a área

desejada ao tratamento (Figura 10).

Na maioria das aplicações são utilizados poços verticais. Entretanto, os

poços inclinados ou horizontais oferecem alternativas atrativas para remediação

sob edifícios, fundações, estradas, ou áreas inacessíveis. Os poços verticais são

instalados, tipicamente em uma grade triangular com afastamento entre os

poços de 1,5 a 2,5 m.

Segundo Stegemeier & Vinegar (1998), alguns fatores devem ser

considerados na escolha do afastamento entre os bastonetes. Pode-se destacar

a temperatura máxima a ser atingida, o tempo necessário ao tratamento, a

classificação e a umidade do solo, e o tipo de contaminante a ser removido. De

acordo com os mesmos autores, usando um afastamento de 1,5 m, o solo pode

ser aquecido com temperaturas maiores que 500 ºC num período de 30 a 40

dias.

Figura 10 – Tratamento de uma área utilizando bastonetes térmicos em Portland Indiana,

(Shell Technology Ventures Inc, 2001)

DBD



Os bastonetes podem ser compostos por um sistema de aquecimento e

vácuo ou apenas por um sistema de aquecimento. Nos sistemas compostos por

aquecimento e vácuo há uma pequena perda na temperatura em função do fluxo

de ar que passa pelas resistências em relação ao sistema composto apenas por

aquecimento. Porém, para este tipo de sistema torna-se necessário um

mecanismo de captação de gases à parte. Testes feitos pela TerraTherm (2001)

tem comprovado que a melhor disposição é a combinação dos dois sistemas

utilizando um arranjo hexagonal. O bastonete com sistema de aquecimento e

vácuo ficaria no centro do hexágono cercado por seis bastonetes com apenas o

sistema de aquecimento (Figura 11). Este arranjo de bastonetes é permitido

apenas quando o único bastonete com vácuo é capaz de capturar todos os

vapores gerados. O estudo do tipo de contaminante e a umidade do solo

determinarão se este arranjo é possível ou não.

Originalmente, os bastonetes foram desenvolvidos para recuperação de

óleo a profundidade de até 600 m. Entretanto, para projetos de remediação

utilizando a dessorção térmica in situ, os bastonetes são geralmente utilizados a

profundidades menores que 3 m (TerraTherm, 2001). A profundidade em si não

é limitante para a aplicação da dessorção térmica in situ, entretanto, a recarga

das águas subterrâneas geralmente aumenta com a profundidade. No local onde

a taxa de recarga das águas subterrâneas é maior que a taxa de ebulição em

função do aquecimento dos bastonetes, a temperatura do solo não conseguirá

passar de 100 ºC (Stegemeier & Vinegar, 1998). Neste caso para conseguir

maiores temperaturas, o fluxo de água deverá ser controlado através de estacas

pranchas, rebaixamento de lençol, ou outros meios de controle.

Figura 11 – Arranjo hexagonal dos bastonetes térmicos, TerraTherm (2001).

DBD



Segundo Stegemeier & Vinegar (1998), antes de começar um projeto de

remediação, é aconselhável bombear todos os líquidos possíveis. Se a camada

a ser descontaminada estiver entre a zona vadosa, ou se for um silte ou uma

argila de baixa permeabilidade, o fluxo de água será pequeno; entretanto, se

houver um fluxo ativo de águas subterrâneas, é essencial determinar sua

extensão antes de iniciar o aquecimento.

As águas subterrâneas podem penetrar na área a ser remediada através

das bordas, pelo fundo, ou por cima. Geralmente, a permeabilidade horizontal é

maior que a permeabilidade vertical, o que torna a recarga lateral um incômodo

maior requerendo uma atenção maior. Porém, a recarga vertical pode-se tornar

um incômodo, mesmo em camadas de silte ou argila, devido ao fato da área de

recarga disponível ser maior que a área lateral. A recarga vertical pode ser

impedida projetando um sistema de drenagem nas mantas isolantes e

impermeáveis que cobrem a área a ser tratada. Freqüentemente, os problemas

com águas subterrâneas são sazonais, e nestes casos, o projeto deve ser

programado para evitar as estações chuvosas.

2.5.2 Sistemas de Captação e Tratamento de Gases

Segundo a (TerraTherm, 2001), a maioria dos contaminantes são oxidados

no solo próximos às fontes de calor devido à temperatura elevada. Os demais

vapores restantes devem ser captados e conduzidos a um sistema de

tratamento. Um sistema de captação e tratamento dos gases foi proposto por

Stegemeier & Vinegar (1995). Este sistema pode ser visto na Figura 12 onde foi

utilizado o vácuo para extrair as emissões produzidas.

Figura 12 – Sistema de dessorção térmica in situ, TerraTherm (2001).

DBD



O sistema apresentado por Stegemeier & Vinegar (1995) utiliza como fonte

aquecedora cobertores térmicos os quais são colocados diretamente sobre o

solo contaminado. Este sistema apresentado também poderia ser utilizado para

os bastonetes térmicos, pois a partir do oxidador térmico o sistema é idêntico. O

fluxo de calor por condução térmica e os incrementos de temperatura gradual faz

com que os contaminantes sejam removidos por vários mecanismos, já citados,

como: evaporação, destilação por vapor, ebulição, pirólise e oxidação entre

outras reações químicas (Baker & Kuhlman, 2002).

Os mesmos autores apresentam faixas de temperatura onde ocorrem estes

mecanismos de remoção do contaminante sendo estas listadas na Tabela 5.

Tabela 5 – Mecanismos de remoção dos contaminantes vs temperatura (Baker &

Kuhlman, 2002).

Evaporação Ebulição

Destilação a vapor Ebulição

PiróliseOxidação

Cº100≤OH 2( e )' sVOC

)'( sSVOCCº100≥

Os gases produzidos são removidos do solo aquecido (tratamento

preliminar) contendo tipicamente concentrações extremamente reduzidas de

contaminantes originais, produtos da oxidação, vapor de água, e gases

atmosféricos. Para captação dos gases é aplicado um sistema de bombeamento,

que além de captar os gases cria um fluxo de ar arejando o meio contaminado

facilitando o processo de dessorção. No caso dos hidrocarbonetos de petróleo, a

ventilação impede a formação de coque, e faz com que se tenha um fluxo

ascendente dos contaminantes volatilizados. Além disto, a sucção provocada no

solo impede a migração dos contaminantes para áreas distantes da fonte de

aquecimento.

O tratamento das emissões gasosas começa nos oxidadores térmicos. Os

oxidadores térmicos destroem os contaminantes ainda presentes nas emissões

gasosas por oxidação ou pirólise, dependendo se há presença ou não de ar. Os

contaminantes vaporizados são destruídos quando alcançam as elevadas

temperaturas do oxidador térmico, onde os contaminantes são transformados em

dióxido de carbono e água. Baker e Kuhlman (2002) apresentam as reações

químicas para hidrocarbonetos e TCE quando ocorrem pirólise e oxidação.

DBD



• Hidrocarbonetos

- Pirólise 21220 6)(20 HcoqueCHC +⇒ eq. (10)

- Oxidação 2221220 62023 HCOOHC +⇒+ eq. (11)

22)( COOcoqueC ⇒+ eq. (12)

• TCE

- Pirólise 22232 3324 HHClCOOHHClC ++⇒+ eq. (13)

- Oxidação HClCOOOHHClC +⇒++ 22232 2 eq. (14)

A oxidação de contaminantes perigosos, através do processo de dessorção

térmica, pode ser observado esquematicamente na Figura 13.

Figura 13 – Química do tratamento de oxidação (TerraTherm, 1999).

Os efluentes dos oxidadores térmicos passam por um condensador para

reduzir as temperaturas antes de passarem pela câmara de carvão ativado. Os

condensadores são recomendados para processos onde os gases aspirados

estejam contaminados por agentes químicos ou com excesso de umidade,

comprometendo o funcionamento da bomba e conseqüentemente a eficiência no

vácuo final. O condensador resfria as emissões gasosas e em seguida captam-

se os líquidos para análise e disposição final. A troca de calor provocado pelo

condensador faz com que a adsorção pelo filtro de carbono ativado seja mais

eficiente.

As câmaras de carvão ativado captam os hidrocarbonetos gasosos,

incluindo vapores de óleo, minimizando os odores exalados. O carvão ativado

usado para adsorção dos contaminantes presente nas emissões é regenerado e

DBD



pode ser reutilizado. De acordo com Manbe (1998), alguns fatores podem afetar

a adsorção pelo carvão ativado, podendo destacar:

• Composição química das espécies a serem adsorvidas.

• Características físico-químicas do carvão ativado, tais como superfície

específica, tamanho e polaridade da molécula a ser adsorvida, polaridade

e composição química.

• Características do contaminante tais como temperatura e pH.

• Concentração do adsorvato.

• Tempo de residência.

2.5.3 Custos e Vantagens do Processo de Dessorção Térmica In Situ

Os custos para remediação do solo, utilizando dessorção térmica in situ,

variam dependendo do tipo de contaminante e do nível de remediação

necessária. Os fatores que afetam os custos por tonelada de solo incluem o

tamanho da área a ser tratada, o custo do fornecimento de eletricidade, o

controle do nível d’ água e a profundidade da contaminação. De acordo com

Baker (2000), os custos para aplicação da técnica de dessorção térmica variam

entre 75 e 260 dólares por m³. A Tabela 6 apresenta um comparativo de preços

entre diferentes técnicas de remediações realizado por Wood (1997), a fim de

comparar o custo entre as demais técnicas.

A grande vantagem da dessorção térmica in situ é que ela pode ser efetiva

tanto para locais com nível muito baixo de contaminação quanto para locais

altamente contaminados. A descontaminação in situ é completa e o processo

não é prejudicada pela heterogeneidade do subsolo.

Segundo a EPA (1999) a dessorção térmica in situ apresenta algumas

características importantes em relação a outros métodos de remediação. Estas

características que lhe dão um diferencial em relação a outros métodos são:

• Aplicável diretamente na superfície próxima a contaminação.

• Efetividade para uma grande variedade de contaminantes orgânicos.

• Habilidade de reduzir a contaminação para níveis muito baixos.

• Facilidade de operação para remediação rápida e barata com variedade

ampla de solos em condições de superfície.

DBD



Tabela 6 – Comparativo de preços entre diferentes técnicas de remediação (Wood,

1997).

Técnica de Remediação Custo (£$)Correção de superfície 18 - 72 / t

Escavação e destruição off-site 13 - 90 / tSistema de cobertura 36 - 54 / m²

Contenção 19 - 90 / tParede de lama vertical: rasa 54 - 108 / m²

Parede de lama vertical: funda 108 - 216 / m²Lavagem de solo 90 - 450 / t

Lavagem físico-química 90 - 306 / tExtração de vapor do solo in situ 18 - 162 / tEstabilização/solidificação in situ 108 - 198 / tTécnicas eletrocinéticas in situ 72 - 216 / t

Tratamento biológico: lagoa de sedimentação 90 - 144 / tTratamento biológico: torre biológica 27 - 81 / tTratamento biológico: compostagem 18 - 180 / tTratamento biológico: cultura anexa 9 - 108 / t

Tratamento biológico: in situ 9 - 288 / tTratamento biológico: aeração 27 - 144 / t

Incineração 90 - 2160 / tVitrificação forno-básico 54 - 900 / t

Estabilização/solidificação ex situ: inôrganico 36 - 63 / tEstabilização/solidificação ex situ: ôrganico 72 - 108 / tSolidificação: cimento e pozolânico básico 36 - 306 / t

Solidificação: cal 36 - 72 / tExtração de solvente 54 - 1080 / t

Desalogenação 270 - 756 / t

As vantagens da dessorção térmica em relação ao método tradicional de

incineração abrangem três fatores importantes: custo, reutilização do solo e

gasto energético. Além do mais, para o processo de incineração há uma

necessidade de escavação do solo. A escavação de solos é uma tecnologia que

torna o processo mais caro devido à mobilização de equipamentos, custos de

transporte e reconstrução da área escavada, bem como aumenta o risco de

disposição e dispersão do contaminante enquanto manuseado. A dessorção

térmica in situ pode ser utilizada em vários locais onde a escavação não é

possível, abaixo e ao redor de estruturas, por exemplo.

DBD



2.5.4 Descrição Matemática do Processo de Dessorção Térmica In Situ

O projeto apropriado utilizando a técnica de dessorção térmica in situ para

descontaminação depende de uma compreensão de diversos mecanismos que

ocorrem no solo durante a aplicação de calor. Estes mecanismos são descritos

pelas equações fundamentais que predizem o fluxo de líquido e calor e reações

da vaporização e do produto químico dos contaminantes (Stegemeier, 1998).

Embora em condições reais estas análises sejam feitas geralmente por

simuladores numéricos, as expressões analíticas simplificadas, dadas a seguir,

ilustrarão o comportamento do processo de dessorção térmica in situ.

O fluxo de fluido em meios porosos é descritos pelas equações de Darcy

para cada uma das fases do fluido, considerando que este está no regime

permanente de fluxo. A maioria dos processos de dessorção térmica in situ

envolve fluxo de óleo e de água da fase líquida, vapor d’água, voláteis produtos

da volatilização de óleos e outros contaminantes e ainda fluxo de ar presente

nos vazios do meio contaminado. O formulário linear da equação de Darcy,

como dado pela Equação 15, descreve geralmente o fluxo no processo do

cobertor térmico. O formulário radial, como dado pela Equação 16, descreve o

fluxo no processo do bastonete.

lpAkkq r

L ∆∆

=µ

eq. (15)

)/ln(2

we

rR rr

pAkkq

µπ ∆

= eq. (16)

onde: =RLq , vazão. [ ]13 −tl

=k permeabilidade absoluta. [ ]2l

=k permeabilidade relativa.

=A área. [ ]2l

=∆p variação da pressão. [ ]21 −− tml

=∆l comprimento do caminho de fluxo. [ ]l

=µ viscosidade. [ ]21 −− tml

=er raio externo. [ ]l

=wr raio do poço (bastonetes). [ ]l

=h comprimento do poço. [ ]l

DBD



Nas equações de Darcy as propriedades do solo (permeabilidade absoluta

e porosidade) são diferenciadas das propriedades do fluido (viscosidade e

densidade). A interferência de líquidos dissimilares no fluxo multifásico é descrita

por uma correção relativa da permeabilidade que é função da saturação de cada

fase. Todas as propriedades podem variar com a temperatura e desta maneira o

fluxo do óleo, da água, e dos vapores é descrito corretamente durante o

processo interno (Stegemeier, 1998).

Os mecanismos do fluxo de calor em processos de remediação do solo por

aquecimento são uma combinação da radiação, da condução, e da convecção.

Embora o aquecimento por condução seja responsável pela maioria do fluxo de

calor no solo, segundo Vinegar et al. (1997) cerca de 80% da transferência de

calor, a radiação é importante na transferência de calor dos elementos de

aquecimento para o solo (Stegemeier, 1998). A radiação eficiente exige

temperaturas elevadas, geralmente maiores que 600 ºC, mas tem vantagem de

transferência instantânea através dos espaços vazios.

O aquecimento por radiação é importante apenas na região próxima dos

aquecedores. Na prática o aquecimento por radiação torna-se insuficiente

podendo ser desconsiderados tanto para cobertores térmicos como para

bastonetes térmicos (Stegemeier, 1998). A equação de Stephan-Boltzmann

descreve a transferência de calor por radiação mostrada na Equação 17.

( ) f

ee

TTSF

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

+−=

21

42

410 11

1 eq. (17)

onde: =0F transferência de calor por radiação. [ ]33 −− Tmt

=S constante de Stephan-Boltzmann. [ ]43 −− Tmt

=e emissividade.

=f fator de forma.

=1T temperatura emitida. [ ]T

=2T temperatura absorvida. [ ]T

Nesta equação o termo emissividade refere-se à fração de energia que um

corpo emite quando comparado com a emissão de um corpo negro submetido à

mesma temperatura. O fluxo de calor por condução em meios porosos é descrito

por equações que são similares às equações do fluxo de fluido (Stegemeier,

1998). Para o estado permanente, os fluxos de calor linear e radial podem ser

DBD



descritos de acordo com a Lei de Fourier, mostrado nas Equações 18 e 19

respectivamente.

lTAqL ∆

∆= λ eq. (18)

)/ln(2

weR rr

Thq ∆=

πλ eq. (19)

onde: =Lq fluxo de calor linear. [ ]22 −tml

=Rq fluxo de calor radial. [ ]22 −tml

=∆T variação da temperatura. [ ]T

=∆l comprimento do caminho de fluxo. [ ]l

=λ condutividade térmica. [ ]13 −− Tmlt

=A área. [ ]2l

=er raio externo. [ ]l

=wr raio do poço (bastonetes). [ ]l

=h comprimento do poço. [ ]l

Devido ao fato do fluxo de calor ser muito mais lento que o fluxo de fluido,

muitas vezes faz-se necessário considerar o regime transiente para o processo

(Stegemeier, 1998). Para o fluxo linear, a ascensão da temperatura em função

do tempo e a distância são dadas pela Equação 20. Esta equação incorpora as

propriedades térmicas da maioria dos solos e a taxa de entrada de calor por

unidade de área. Para a condução pura sem convecção, a temperatura perdida

com a distância é descrita pela função erro complementar dada pela Equação

21. Do mesmo modo para o fluxo radial, a variação da temperatura em função do

tempo e a distância é dada pela Equação 22 e as aproximações são definidas

pela função integral exponencial dada nas Equações 23 e 24.

• Fluxo linear

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=∆

−

txerfcxetF

txt tx

απα

λα

222

),( 42

1

0

2

eq. (20)

∫ ∑∞

=

+−−

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

+−==

x

k

kkxt

kxedtexerfc

0 0

12

!)!12(2212)(

22

ππ eq. (21)

DBD



onde: K5,3,1!)!12( =+k e t

xxα2

=

• Fluxo radial

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−=∆

trE

Ftrt i απλ 44),(

21 eq. (22)

Para :3)(0 <−< XEi

∑∞

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −+=−

1 !.)()ln()(

n

n

i nnXXXE γ eq. (23)

onde: t

rxα4

2

= e ∑∫∞−

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

++=⇒−

=2

1

0

1ln11ln1lnn

nn

dtte t

γγ

Para :10)(3 <−< XEi

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=−

681534,13330657,3250621,0334733,21)( 2

2

XXXX

XeXE xi eq. (24)

onde: =)(xerfc função erro complementar.

=∆T variação da temperatura. [ ]T

=x distância linear. [ ]l

=t tempo. [ ]t

=0F índice de aquecimento por unidade de área. [ ]3−mt

=λ condutividade térmica do solo. [ ]13 −− Tmlt

=α difusividade térmica do solo. [ ]12 −tl

=0F índice de aquecimento por unidade de comprimento. [ ]3−mlt

=r distância radial. [ ]l

=X argumento da função erro complementar )(erfc e função iE .

=γln constante de Euler = 0,577215665.

A difusividade térmica )(α pode ser determinada relacionando a

condutividade térmica ; o calor específico )(c e a densidade )(ρ conforme a

Equação 25.

ρλαc

= eq. (25)

DBD



Em níveis moderados de aquecimento, a maioria dos líquidos in situ

vaporiza por ebulição, por evaporação do ar, ou por destilação do vapor. Para

líquidos imiscíveis as frações dos componentes individuais na fase gasosa são

descritas pela Lei de Dalton, que indica qual a pressão total de uma mistura

gasosa é a soma das pressões parciais dos componentes (Equação 26). Devido

ao fato dos líquidos serem imiscíveis, cada componente vaporiza

independentemente da outra, como determinado por sua pressão de vapor da

componente única, que é função somente da temperatura. A fração molar de

uma componente é relacionada diretamente com a pressão parcial, como

mostram as Equações 27 e 28.

Lei de Dalton 00

201 nt pppp K+= eq. (26)

121 =+ nfff K eq. (27)

002

01

01

1nppp

pfK+

= eq. (28)

onde: =p pressão total [ ]21 −− tml

=0,2,1 np K pressão de vapor das componentes puras [ ]21 −− tml

=nf K,2,1 fração de vapor das componentes puras no vapor

Se os líquidos forem miscíveis, a pressão parcial de uma componente

estará reduzida por sua fração molar na fase líquida de acordo com a Lei de

Raoult (Equação 29).

Lei de Raoult 00

22011 nnt pxpxpxp K+= eq. (29)

onde: =nx K,2,1 fração molar das componentes puras miscíveis em líquido.

=0,2,1 np K pressão parcial da componente no vapor. [ ]21 −− tml

A fração do peso de um contaminante que possa ser carregado dentro de

um fluxo de ar ou vapor é dada pelas Equações 30 e 31. Estas equações

supõem que um resíduo líquido do contaminante está sendo evaporado em um

fluxo de ar ou de vapor de água. A Equação 31 mostra que a fração do peso do

DBD



contaminante no fluxo de vapor é dependente dos pesos moleculares e das

pressões das componentes puras do vapor.

Nos processos térmicos in situ por condução, a pressão total do fluxo de

vapor está ligeiramente abaixo de 1 atm. Conseqüentemente, para

contaminantes com elevado ponto de ebulição a pressão parcial do ar ou do

vapor é quase igual à pressão total. Devido ao fato do vapor ter um peso

molecular menor que do ar, o vapor é o meio mais eficaz do que o ar. A grande

quantidade de vapor de água existente na sub-superfície faz também da

destilação de vapor um mecanismo importante para a recuperação dos

contaminantes em temperaturas bem abaixo dos seus pontos de ebulição

(Stegemeier, 1998).

21

11 ww

wfw+

= eq. (30)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=

01

02

1

21

1

1

pp

MM

fw eq. (31)

onde: =1fw fração do peso do contaminante no vapor.

=1w peso do ponto alto de ebulição do contaminante no vapor. [ ]m

=2w peso da água ou ar no vapor. [ ]m

=1M peso molecular do contaminante. [ ]1−mmole

=2M peso molecular da água ou a. [ ]1−mmole

DBD


3 Desenvolvimento do Sistema de DTIS

3.1 Considerações Iniciais

Alguns protótipos de sistema de dessorção térmica já foram desenvolvidos

por pesquisas na área de geotecnia ambiental da PUC-Rio. O primeiro protótipo,

desenvolvido por Portes (2002), tinha como objetivo remediar in situ resíduos de

limpezas de praias atingidas por derrame de óleo. O sistema era composto

basicamente por um mini-cobertor térmico para aquecimento, um controlador de

temperatura e um sistema de aquisição de dados de temperatura. Os ensaios

foram realizados em um tanque de tijolo.

Este protótipo foi aperfeiçoado por Pires (2004) que tinha como objetivo

utilizar a dessorção térmica para remediação de britas contaminadas das

dutovias (pipeways) e de pisos de concreto. O protótipo de Portes (2002) na era

apropriado para aplicações em dutovias que requerem um sistema modular

devido às suas características geométricas. Em função disto, Pires (2004)

desenvolveu um novo protótipo visando às aplicações em dutovias.

O protótipo de Pires (2004) era composto basicamente por um cobertor

térmico para aquecimento, sistema de controle de temperatura, sistema de

vedação das emissões, isolante térmico, sistema de tratamento das emissões

produzidas e um sistema de aquisição de dados.

Em ambos os casos foram utilizados o cobertor térmico como fonte de

aquecimento. Nos dois casos foi comprovado que os sistemas não eram

eficientes para profundidades maiores do 40 cm, o que já era esperado para o

cobertor térmico. Os sistemas obtiveram bons resultados para tratamento

superficial, o que motivou a desenvolver novas pesquisas.

Este novo sistema utilizou um bastonete térmico como fonte de

aquecimento para aplicações in situ. O sistema deverá atender uma série de

requisitos para aplicações a profundidades maiores que não são possíveis de

serem atendidas através do cobertor térmico.

DBD


Capítulo 3 - Desenvolvimento do Sistema de DTIS 67

Este capítulo apresenta os equipamentos que compõem o sistema de

DTIS utilizando o bastonete térmico. Para cada equipamento, foi descrito o seu

desenvolvimento, os materiais utilizados e as características desejáveis para um

bom funcionamento do sistema de remediação in situ.

3.2 Componentes do Sistema de DTIS

O novo sistema de dessorção térmica in situ terá como modelo o sistema

desenvolvido pela TerraTherm (2001) conforme a Figura 14. Alguns

componentes serão os mesmos utilizados por Pires (2004) que também seguiu o

mesmo modelo. O principal equipamento desenvolvido é o bastonete térmico

que apresenta características importantes capaz de promover um bom fluxo de

calor no solo. O bastonete é composto por materiais que sejam compatíveis a

temperatura de até 1000 ºC.

Figura 14 – Sistema de dessorção térmica in situ, TerraTherm (2001).

Este sistema visa também aperfeiçoar o sistema de tratamento das

emissões produzidas, para que seja feita uma série de análise destas emissões.

Todos os equipamentos foram desenvolvidos visando uma aplicação no campo,

observando as condições e dificuldades que poderão surgir quando se utilizar a

técnica de dessorção térmica in situ.

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3.2.1 Tanque de Tijolo Refratário

O tanque de tijolo refratário tem como objetivo armazenar o solo para o

tratamento. O tijolo refratário apresenta uma baixa condutividade térmica (0,15

W/m.ºK) o que evita a dissipação de calor para o meio externo. O tijolo refratário

é composto por um prensado de alumina-magnésia-carbono, ligado por resinas e

curado. Possui elevada resistência ao impacto do jato de aço e escoria. Sua

composição química é de Al2O3 77 a 83 %, SiO2 máximo de 8,5 %, MgO máximo

de 8,0 %, TiO2 máximo de 2,0 % e Fe2O3 máximo de 1,5 %. Apresenta massa

específica de 3,0 a 3,10 g/cm³ , porosidade aparente de 11,0 %, resistência à

compressão de 70 a 125 MPa e resistência à flexão à quente de 7,0 a 13,0 MPa

(1400 ºC x 30 min).

O tijolo refratário utilizado apresenta dimensões de 229 x 114 x 63 mm

assentados com argamassa refratária. As dimensões externas do tanque são

630 x 630 x 550 mm e as dimensões internas são 400 x 400 x 470 mm (Figura

15). No fundo do tanque foi colocado um dreno para captar o óleo que possa sair

devido às elevadas temperaturas, conforme pode ser visto na Figura 16.

Figura 15 – Dimensões da tanque de tijolo refratário.

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Figura 16 – Tanque de tijolo refratário.

3.2.2 Bastonete Térmico

O bastonete térmico é a fonte de calor que aquece o meio contaminado

durante o processo de dessorção térmica. O equipamento consiste basicamente

de um sistema de aquecimento, composto por uma resistência elétrica montada

em uma estrutura composta por um tubo de aço inox e alumina refratária. Estes

materiais foram escolhidos levando em consideração suas características físicas

que se mostraram compatíveis às temperaturas que serão aplicadas durante o

processo de dessorção térmica.

O aço inox 316, o qual parte de sua composição apresenta 18 % de cromo,

8 % de níquel e 2 % de carbono, não é afetado estruturalmente quando

aquecido à temperatura próxima de 850 ºC (Ecil, 2004). Apresenta boa

resistência à corrosão e a oxidação e é bastante utilizado na indústria

petroquímica. Devido ao alto teor de níquel e cromo, o aço inox 316 apresenta

um bom comportamento quando submetido às altas temperaturas (Gerdau,

2004).

Dreno

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A alumina refratária (Al2O3) apresenta algumas características importantes

que a torna capaz de resistir às altas temperaturas. A combinação da elevada

condutividade térmica, baixa expansão e elevada resistência à compressão

conduz a uma boa resistência ao choque térmico. A alumina refratária resiste à

temperatura de até 1700 ºC além de sofrer pouco ataque de produtos químicos,

ser um bom isolante elétrico quando exposto a elevadas temperaturas, boa

resistência ao desgaste e dureza elevada. A Tabela 7 apresenta uma série de

características da alumina que foram determinantes para escolha deste material.

Tabela 7 – Propriedades da alumina refratária.

Ácido concentrados BomÁcido diluídos Bom

Álcalis BomHalogenios Bom

Metais BomConstante dielétrica 9,0 - 10,1

Resistência dieletrica (kV mm-1) 10,0 - 35,0Resistividade (Ω cm) > 1014

Resistência a compressão (MPa) 2200 - 2600Dureza - Knoop (kgf mm-2) 2100Dureza - Vickers (kgf mm-2) 1500 - 1650

Resistência ao cisalhamento (MPa) 330E (GPa) 300 - 400G (MPa) 260 -300

Porosidade aparente (%) 0Densidade (g cm-3) 3,9

Absorção de água - saturação (%) 0Coeficiente de dilatação térmica (x10-6 K-1) 8,0

Ponto de fusão (ºC) 2100Aquecimento específico (J K-1 kg-1) 850 - 900Condutividade térmica (W m-1 K-1) 26 - 35

Temperatura máxima de trabalho (ºC) 1700

Propriedades Térmicas

Resistência Química

Propriedades Elétricas

Propriedades Mecânicas

Propriedades Físicas

A primeira etapa foi a montagem do sistema de aquecimento do bastonete

térmico. Foi elaborado um conjunto composto por um tubo externo de alumina

refratária e um tubo interno em aço inox 316 (Figura 17). A resistência elétrica foi

implantada no interior do tubo de aço inox 316 cujo diâmetro é de 25 mm,

comprimento de 390 mm e parede de 0,79 mm de espessura (Figura 18).

Os terminais da resistência elétrica foram instalados na parte superior do

tubo de aço inox, sendo estes blindados e conectados por soldas aos cabos de

saída (Figura 18). Os cabos são de fibra de vidro com seção de 1,5 mm²

blindados. Este cabo apresenta corrente nominal de 30 A e resistem a

temperatura de até 250 ºC. Os cabos de saída contam também com uma

proteção tipo espaguete de fibra e silicone com temperatura nominal de 400 ºC,

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para evitar ataque do concreto refratário e da alumina, além de aumentar a

resistência à temperatura.

O tubo externo de alumina refratária, cujo diâmetro é de 54 mm,

comprimento de 422 mm e parede de 5 mm de espessura, tem como objetivo

proteger o cartucho de aço inox da resistência elétrica, além de propiciar uma

área livre entre a sua parede e a resistência elétrica para circulação de ar.

Figura 17 – Sistema de aquecimento do bastonete térmico.

Figura 18 – Sistema de aquecimento da bastonete térmico.

O tubo de aço inox foi fixado ao tubo de alumina refratária através de duas

tampas que foram cimentadas no tubo de alumina (Figura 18). O material

utilizado para fabricação das tampas foi uma mistura de alumina refratária

curada a uma temperatura mais baixa com um isolante cerâmico. Este material

tem como característica a baixa condutividade térmica que reduzirá a condução

de calor para a parte superior e inferior do bastonete térmico.

Para cimentação das tampas foi utilizado o concreto refratário que contém

ligantes hidráulicos, tais como cimento de aluminato de cálcio e aluminas

hidratáveis. Na tampa superior foram feitos alguns furos, sendo um de diâmetro

de 15 mm para o sistema de injeção de ar, três de 5 mm, na qual dois são para a

saída dos cabos elétricos e um para inserir o termopar do controlador de

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temperatura (Figura 18). Ao longo do tubo de alumina, a cada 30 mm foram

feitos quatro furos na seção do tubo de 5 mm de diâmetro para saída do ar que

será injetado.

A próxima etapa da montagem do equipamento consiste em desenvolver

um mecanismo para sustentar o tubo de aquecimento do bastonete térmico,

além de facilitar o manuseio do equipamento, pois deverá ficar fora do solo. O

material escolhido foi o tubo de aço galvanizado devido a sua boa resistência as

altas temperaturas e à corrosão, além de possuir uma série de tipos de

conexões disponíveis no mercado que facilitaram a montagem do equipamento.

O tubo de aço galvanizado apresenta boa resistência à corrosão devido ao

processo de tratamento que ele é submetido. A galvanização é o processo de

zincagem por imersão a quente, que consiste na imersão da peça em um

recipiente com zinco fundido a 460º C. O zinco adere à superfície do aço através

da formação de liga Fe-Zn, sobre a qual deposita-se uma camada de zinco puro

de espessura correspondente à agressividade do meio a qual a peça será

submetida (Figura 19).

Figura 19 – Processo de zincagem, revestimento do zinco a superfície do aço.

Como o zinco é mais anódico do que o elemento ferro na série galvânica, é

ele que se corrói, originando a proteção catódica, ou seja, o zinco sacrifica-se

para proteger o ferro. A Tabela 8 apresenta a série galvânica dos metais.

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Tabela 8 – Série galvânica dos metais.

Metais Potencial do EletrodoMagnésio 2,340Alumínio 1,670

Zinco 0,762Cromo 0,710Ferro 0,440

Cádmio 0,040Níquel 0,250

Estanho 0,135Chumbo 0,126Cobre 0,345Prata 0,800Ouro 1,680

Anódicos Menos Nobres

( - )

Catódicos Mais Nobres

( + )

O tubo de aço galvanizado utilizado possui o diâmetro nominal de 2” (54,4

mm de diâmetro interno e 60,4 mm de diâmetro externo). Este diâmetro foi

escolhido em função do diâmetro externo do tubo de alumina refratária. A junção

entre o tubo de alumina refratária e o tubo de aço galvanizado foi feita através de

concreto refratário e uma resina de epóxi.

Para facilitar o manuseio no processo de concretagem foi cortado um

pedaço do tubo de aço galvanizado de 80 mm. Em uma extremidade foi feita

uma rosca padrão BSP, para que posteriormente fosse colocado uma luva de

aço galvanizado de 2” para prolongamento da estrutura de aço galvanizado. A

outra extremidade foi torneada para que fosse acoplado o tubo de alumina. Com

a finalidade de aumentar à área de contato entre o tubo de alumina e o tubo de

aço galvanizado, foi soldada na parte interna do tubo de aço galvanizado uma

chapa de aço de 3 mm de espessura com furos correspondentes aos do tubo de

alumina (Figura 20).

Figura 20 – Tubo de aço galvanizado para concretagem no tubo de alumina refratária.

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Antes da concretagem do tubo de aço galvanizado no tubo de alumina

refratário foram confeccionados dois tubos de latão. Um tubo com diâmetro de

15,88 mm, parede de 3,18 mm e 330 mm de comprimento fará parte do sistema

de injeção de ar. O outro tubo com diâmetro de 6,35 mm, parede de 0,79 mm e

477 mm de comprimento servirá como guia para o termopar do controlador.

Estes tubos foram colados no tubo de aço galvanizado com uma resina epóxi de

boa resistência a elevadas temperaturas, tomando-se o cuidado de deixar livres

os orifícios para a passagem dos cabos elétricos (Figura 21).

Figura 21 – Detalhe dos tubos de latão colados no tubo de aço galvanizado.

A extremidade do tubo de latão, que faz parte do sistema de injeção de ar,

foi rosqueada para o acoplamento de um adaptador de latão contendo uma

anilha para conectar o tubo do compressor de ar. Este adaptador consiste num

pedaço de 78,3 mm de um tarugo hexagonal de latão, com um lado torneado no

formato cilíndrico conforme mostra a Figura 22.

Figura 22 – Adaptador de latão.

A concretagem do tubo de aço galvanizado no tubo de alumina foi feita

seguindo algumas etapas. Inicialmente, após a aplicação do concreto refratário,

a cura foi feita na temperatura ambiente por 24 horas. Em seguida o material foi

levado a estufa com temperatura entre 105 a 110 ºC por mais um período de 24

horas. Para reforçar a junção dos tubos foi adicionada aos tubos na parte

externa a resina de epóxi conforme ilustra a Figura 23.

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Figura 23 – Concretagem do tubo de aço galvanizado no tubo de alumina refratário.

A etapa final do desenvolvimento do bastonete térmico consistiu em

adicionar as conexões de aço galvanizado e uma tampa de chapa de aço de 1

mm de espessura com formato octogonal. Os últimos componentes de aço

galvanizado são uma luva 2”, um outro pedaço de 120 mm de tubo de 2”

rosqueado nas duas pontas e um flange sextavado de 2”. Na chapa de aço

foram feitos os orifícios para o tubo de injeção de ar, o tubo guia do termopar e a

saída dos cabos elétricos. A placa foi parafusada no flange sextavado conforme

mostra a Figura 24.

Figura 24 – Acabamento do bastonete térmico.

Chapa de aço

Resina epóxi

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Este sistema permitia a mobilidade do equipamento facilitando a rotação

no momento em que fosse rosqueada as peças de aço galvanizado na outra

peça já concretada no tubo de alumina refratário.

As dimensões do equipamento totalmente montado podem ser observadas

na Figura 25.

Figura 25 – Bastonete térmico – dimensões.

A Figura 26 apresenta o bastonete térmico totalmente montado e pronto

para utilização.

Figura 26 – Bastonete térmico.

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As especificações técnicas do bastonete térmico estão resumidas na

Tabela 9.

Tabela 9 – Especificações técnicas do bastonete térmico.

Peso Total (kg) 5,65Comprimento da zona de aquecimento (mm) 390,00

Comprimento total (mm) 894,35Diâmentro do tubo da zona de aquecimento (mm) 54,00

Tensão (V) 220,00Corrente elétrica (A) 6,80

Resistência máxima ( Ω ) 32,40Potência máxima (W) 149,60

Temperatura máxima de trabalho (ºC) 1200,00

Especificações Valores

O bastonete térmico apresenta as seguintes características:

• Sistema de injeção de fluxo de ar, que permite uma maior mobilidade

ascendente do fluxo de vapor e dos contaminantes volatilizados.

• Sistema de monitoramento da temperatura bem próximo à fonte de

calor o que garante uma maior eficiência no controle da temperatura.

• Flexibilidade para a montagem do equipamento.

• Diâmetro externo compatível com amostradores do mercado para se

fazer o furo onde será instalado o equipamento para o tratamento.

O manuseio do equipamento requer alguns cuidados especiais como:

• Evitar quedas, pois pode romper o tubo de alumina refratária.

• Segurar sempre o equipamento com uma mão na parte metálica e outra

no tubo de alumina refratária.

• Evitar esforços de tração no tubo de alumina refratária.

• Não cravar o equipamento diretamente no solo. Apesar da boa

resistência a compressão do tubo de alumina refratária, recomenda-se

instalar o equipamento em um furo feito por um amostrador ou outro

equipamento similar.

• Evitar que o nível d’ água não ultrapasse o limite superior da zona de

aquecimento, evitando assim que a água não atinja os terminais da

resistência evitando um curto circuito.

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• Guardar o equipamento mantendo-o de preferência na horizontal.

Para uma melhor proteção do equipamento e seguindo a última

recomendação apresentada anteriormente foi construída uma caixa de madeira

com 98 x 18 x 18 cm. Esta caixa, vista na Figura 27, oferece segurança ao

equipamento tanto no armazenamento quanto no transporte do bastonete

térmico.

Figura 27 – Caixa do bastonete térmico.

Foi elaborada uma planilha de custos estimada para a montagem do

bastonete térmico. O custo estimado é apresentado na Tabela 10.

Tabela 10 – Custo estimado da montagem do bastonete térmico.

Item Unid. Quant.Preço

Unitário (R$)

Preço (R$)

Resistência tipo cartucho em aço inox 316 390x25 mm com tubo de alumina refratária perfurado 420x54 mm se 1,00 900,00 900,00

Tubo de aço galvanizado φ 2" m 0,20 30,00 6,00Luva de aço galvanizado φ 2" pç 1,00 7,57 7,57Flange sextavado de aço galvanizado φ 2" pç 1,00 10,45 10,45Rosca em tubo de aço galvanizado φ 2" se 3,00 3,86 11,58Chapa de aço com espessura de 1 mm kg 0,17 20,00 3,40Chapa de aço com espessura de 2 mm kg 0,14 30,00 4,20Tubo de latão φex 5/8" parede de 1/8" m 0,33 52,00 17,16Tubo de latão φex 1/4" parede de 1/32" m 0,48 10,00 4,80

965,16

Obs: Custo referente a maio de 2004

Total

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3.2.3 Controlador de Temperatura

Para um melhor controle da temperatura do bastonete térmico, foi utilizado

um controlador de temperatura, visto na Figura 28. O controlador é composto por

três partes; o controlador propriamente dito, um controlador de potência que une

o controlador de temperatura ao bastonete térmico e um chaveador que aciona o

funcionamento dos controladores bem como a passagem de corrente para o

bastonete térmico.

Figura 28 – Controlador de temperatura do bastonete térmico.

O controlador de temperatura é do tipo universal marca Incon, modelo CNT

110 (Figura 29). Este controlador possibilita automatizar o ensaio, programando-

se todos os incrementos de temperatura que se deseja desenvolver ao longo do

ensaio. Este recurso, também conhecido como rampas e patamares, permite a

programação da aplicação das temperaturas, além dos intervalos de tempo em

que se deseja permanecer para cada estágio de temperatura.

O controlador também permite a possibilidade de se fazer incrementos de

temperatura de forma manual por um operador para intervalo de tempo

determinado. O controlador permite ser programado por até 28 segmentos entre

rampas e patamares.

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Figura 29 – Controlador de temperatura – Incon CNT 110.

O visor vermelho da Figura 29 indica a temperatura real do processo e o

verde a temperatura programada. Toda a programação é feita pelo painel do

controlador de temperatura. As especificações do controlador de temperatura

são apresentadas na Tabela 11.

Tabela 11 – Especificações técnicas do controlador de temperatura Icon CNT 110.

Alimentação 85 a 264 V - 50 a 60 HzConsumo 4 VA

Compatível para termopares J, K, T, N, S, E, R, S e BJ, K, T e N: 0,25% da faixa máxima de +/- 1ºCE, R, S e B: 0,25% da faixa máxima de +/- 3ºC

Resolução 0,1 ºCDimensões 48x48x106 mm

Peso 150 gMaterial termoplástico ABS preto

Especificações

Precisão

O termopar utilizado neste controlador é o tipo K, modelo NiCr (Níquel-

Cromo), sendo do tipo isolado. O termopar tipo K funciona numa faixa de

temperatura entre -200 ºC e 1250 ºC, e possui uma haste de 600 mm de

comprimento com um cabo ligando a haste ao controlador de 6 m de

comprimento.

O controlador de potência também da marca Icon, série mini, bifásico de

40 A para uma tensão de 220 V, permite um melhor desempenho e

produtividade do controlador de temperatura. Este controlador substitui as

chaves contactoras que são normalmente utilizadas sem sistemas de controle de

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aquecimento. Este controlador trabalha com uma corrente de até 40 A o que

atende com folga a corrente do bastonete térmico que é de 6,8 A.

O controlador de potência também é comumente chamado de chave

estática devido a seu desempenho em manter a temperatura na temperatura

programada. A Figura 30 mostra o controlador de potência e destacam um

bargraph, leds vermelhos indicados, que é um indicador com dez pontos em

escala percentual que possibilita monitoramento visual de potência que está

sendo enviado ao bastonete térmico.

Figura 30 – Controlador de potência – Vista superior.

O controlador de potência possui um dissipador de temperatura em sua

base, conforme mostra a Figura 31.

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Figura 31 – Controlador de potência – Vista lateral.

3.2.4 Isolante Térmico

O isolante térmico tem a função de minimizar ao máximo a dissipação de

calor para o meio externo, conseqüentemente melhorando a eficiência do

aquecimento e consumo energético. O isolante térmico escolhido foi à manta de

fibra cerâmica com espessura de 25 mm, densidade de 96 kg/m³ e uma

temperatura de serviço máxima de 1400 ºC (Figura 32). Uma das características

das fibras cerâmicas que foi determinante para a sua escolha como isolante

térmico, além das qualidades técnicas, foi o seu fácil manuseio para aplicações

in situ, e mobilidade para se adaptar as irregularidades do terreno.

Figura 32 – Fibra cerâmica.

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As fibras cerâmicas são entrelaçadas por um processo de agulhamento

para produzirem uma manta de alta resistência, sem a utilização de ligantes

orgânicos (FiberFrax, 2003). Sua composição básica é de silicato de alumínio

vítreo. A Tabela 12 apresenta as características das fibras cerâmicas.

Tabela 12 – Especificações técnicas das fibras cerâmicas (FiberFrax, 2003).

Odor, cor e textura Insípido, branco, material fibrosoFamília química Fibra de silicato de alumínio vítreo

Ponto de ebulição Não aplicávelSolubilidade em água Não solúvel em água

Ponto de fusão 1760 ºCMassa específica 2,50 - 2,75Fórmula molecular Al2O3SiO3

Especificações

A Figura 33 apresenta as condutividades térmicas de algumas fibras

cerâmicas disponíveis no mercado.

Figura 33 – Condutividade térmica das mantas de fibra cerâmica (FiberFrax, 2003).

Neste sistema de dessorção térmica in situ, foi utilizada a manta B6, que

apesar de possuir uma maior condutividade térmica em altas temperaturas,

possui valores semelhantes aos outros na faixa de temperatura necessária a

remediação de materiais contaminados por hidrocarbonetos. A fibra foi cortada

nas dimensões internas do tanque de tijolo refratário, 400 x 400 mm, com um

furo centralizado com diâmetro correspondente ao tubo de alumina refratária do

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bastonete térmico 54 mm (Figura 34). Visando um bom isolamento térmico foram

colocadas duas mantas formando uma espessura de 50 mm.

Figura 34 – Fibra cerâmica cortada pronta para o uso no tanque de tijolo refratário.

3.2.5 Isolante de Emissões Gasosas

O isolante de emissões gasosas tem como objetivo impedir que as

emissões geradas, durante o processo de dessorção térmica, atinjam a

atmosfera diretamente, sem passarem pelo processo de tratamento. Em função

disto, procurou-se um material que cobrisse toda a área de tratamento

impedindo a saída dos voláteis. Além disto, o material deverá se adaptar à

superfície do terreno contaminado e apresentar uma certa resistência à

temperatura, pois mesmo com a proteção do isolante térmico sob a camada de

solo, alguns gradientes de temperatura poderão atingir a camada isolante das

emissões gasosas.

O material escolhido foi à manta asfáltica com espessura de 3 mm. Esta

manta é a mesma utilizada na construção civil para impermeabilizações sendo

facilmente encontrada no mercado. Para este sistema de dessorção térmica, a

manta asfáltica foi cortada com dimensões de 650 x 650 mm, sendo um pouco

maior que as dimensões externas do tanque de tijolo refratário. Foi feito também

um furo centralizado com 60,4 mm de diâmetro que correspondente ao diâmetro

do tubo de aço galvanizado do bastonete térmico, conforme mostra a Figura 35.

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Figura 35 – Manta asfáltica utilizada como isolante das emissões gasosas.

A Tabela 13 apresenta as características da manta asfáltica utilizada.

Tabela 13 – Especificações técnicas da manta asfáltica (Denver, 2004).

Ponto de fulgor mínimo 250 ºCPeso 4 kg/m²

Ponto de amolecimento 95 ºC à 110 ºCEnsaio de escoamento Não escorre quando suspensas na vertical, em estufa a 80 ºC

Espeificações

Para garantir que o sistema ficasse bem vedado, foi construído um

gabarito de madeira conforme a Figura 36. O gabarito foi fixado junto com a

manta asfáltica sobre o tanque de tijolo refratário com parafusos e buchas tipo

S8 (Figura 37).

Figura 36 – Gabarito de madeira para fixação da manta asfáltica.

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Figura 37 – Gabarito de madeira fixado sobre a manta e o tanque de tijolo refratário.

3.2.6 Oxidador Térmico

O oxidador térmico tem como objetivo realizar a oxidação dos

contaminantes presentes nas emissões gasosas. Um bom oxidador térmico deve

apresentar temperatura máxima de trabalho, no seu interior, por volta de 1000

ºC. Para este sistema de dessorção térmica in situ, será utilizado o oxidador

térmico desenvolvido por Pires (2004) que é capaz de atingir no seu interior uma

temperatura máxima de 1200 ºC (Figura 38).

Figura 38 – Oxidador térmico desenvolvido por Pires (2004).

Parafuso S8

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O oxidador térmico desenvolvido por Pires (2004), consiste externamente

de um tubo de aço inox de 142 mm de diâmetro e 528,5 mm de comprimento,

fechado nas extremidades com chapas de alumínio de 20 mm de espessura,

travadas com tirantes de aço e dois adaptadores de latão na entrada e saída do

oxidador conforme ilustra a Figura 39.

Figura 39 – Parte externa do oxidador térmico.

O núcleo do oxidador térmico é composto por um tubo de alumina

refratária, com 500 mm de comprimento, diâmetro externo de 30 mm e 10 mm

de parede. O tubo de alumina é envolvido por uma resistência de níquel que

funciona a uma tensão de 220 V e freqüência de 60 Hz, possuindo uma corrente

de 13 A. O conjunto é revestido por cimento refratário que tem a finalidade de

proteger e isolar a resistência (Figura 40). Os fios de alimentação são isolados

com anéis refratários (miçangas). Para evitar a perda excessiva de calor para o

meio externo, o tubo aquecedor foi envolvido com fibra cerâmica (Figura 40).

Figura 40 – Parte interna do oxidador térmico.

Os adaptadores de latão foram cimentados no tubo de alumina com

concreto refratário e têm como finalidade fazer a conexão com os tubos que

ligam aos outros componentes do sistema de dessorção térmica, além de

auxiliar na centralização do tubo de alumina refratária aos equipamentos

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externos. Em um dos adaptadores foi feito um orifício para a passagem do

termopar do controlador de temperatura.

O controlador de temperatura utilizado para o oxidador térmico é do

modelo HW-1440-Coel que possibilita a aplicação de temperatura de até 1000

ºC (Figura 41). Este controlador é alimentado por uma tensão entre 85 a 265 V,

a uma freqüência de 48 a 62 Hz e consumo médio de 8 VA. O termopar utilizado

é do tipo K, modelo NiCr, com uma haste de 600 mm de comprimento.

O controlador de temperatura possui uma chave contactora de 20A que,

quando a temperatura programada é atingida, a contactora abre o circuito

elétrico e automaticamente o oxidador térmico deixa de ser alimentado. Assim, a

temperatura no oxidador começa a diminuir, e quando reduz cerca de 3ºC, a

chave então fecha novamente o circuito e o oxidador térmico volta ser

alimentado.

Figura 41 – Controlador de temperatura do oxidador térmico.

Para verificar a eficiência do oxidador térmico, Pires (2004) realizou um

ensaio que consistia em aplicar um fluxo de ar, através de uma bomba de vácuo,

na entrada do oxidador. As temperaturas, externa e na saída do oxidador, eram

medidas através de um termômetro digital. A temperatura interna era controlada

pelo controlador de temperatura e o termopar. As temperaturas mediadas na

saída e na superfície externa do oxidador podem ser observadas na Figura 42.

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Figura 42 – Avaliação do oxidador térmico, Pires (2004).

Através do gráfico pode-se verificar que o isolamento térmico do oxidador

térmico é satisfatório, pois para temperatura interna de 1000 ºC foi registrada

uma temperatura externa de 120,3 ºC.

3.2.7 Condensador

Após a passagem pelo oxidador térmico, as emissões gasosas

apresentam uma temperatura bem elevada. Caso esta temperatura elevada

chegue à bomba de vácuo pode provocar um superaquecimento, provocando

problemas em seu funcionamento. Um outro agravante, é a ineficiência do

tratamento das emissões na câmara de carvão ativado. Segundo Pires (2004) o

uso de carvão ativado é eficiente para adsorção de contaminantes para baixos

níveis de temperatura. Estes fatores tornaram indispensável o uso de um

trocador de calor para diminuir a temperatura das emissões gasosas antes de

chegarem à câmara de carvão ativado e a bomba de vácuo.

O trocador de calor é o dispositivo que efetua a transferência de calor de

um fluido/gás para o outro. A transferência de calor pode-se efetuar de quatro

maneiras principais:

• Pela mistura dos fluidos/gás.

• Pelo contato entre os fluidos/gás

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000Controlador de temperatura (ºC)

Term

omet

ro d

igita

l (ºC

)

Temperatura do ar na saída Temperatura externa do oxidador

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• Com armazenamento intermediário.

• Através de uma parede que separe os fluidos/gás quente e frio.

O trocador de calor escolhido para este sistema de dessorção térmica é o

que efetua a troca de calor através de uma parede que separa os fluidos/gás.

Quanto à utilização estes tipos de trocadores são classificados como:

• Permutadores.

• Resfriadores/aquecedores.

• Condensadores.

• Evaporadores.

• Vaporizadores.

Neste sistema foi utilizado um trocador de calor tipo condensador. O

condensador consiste basicamente em um conjunto de duas serpentinas, sendo

que uma fica no interior da outra com diâmetros, respectivamente de 29 mm e

6,35 mm e ambas com parede de 0,79 mm (Figura 43).

Figura 43 – Condensador – Vista frontal e lateral.

O funcionamento consiste em aplicar um fluxo de água ascendente na

serpentina externa e um fluxo descendente das emissões gasosas na serpentina

interna. Deve-se aplicar um fluxo de água a uma vazão constante para renovar à

água mantendo-a na temperatura ambiente. Este tipo de condensador é capaz

de efetuar a troca de calor entre a água e as emissões gasosas, reduzindo a

temperatura das emissões gasosas, a mesma temperatura em que a água se

encontra, que no caso é a temperatura ambiente. As emissões gasosas na

DBD



temperatura ambiente já atendem o eficaz funcionamento da bomba de vácuo e

a câmara de carvão ativado.

As paredes do condensador são feitas de cobre que apresenta uma

elevada condutividade térmica (389 W / m ºK), resistência mecânica, flexibilidade

e resistência à corrosão. A quantidade de calor trocado aumenta com o aumento

da área de troca, isto é, a área de dutos que separa os dois fluidos.

O arranjo estrutural do condensador, tipo serpentina, maximiza a área de

troca apresentando uma boa eficiência. A serpentina interna do condensador

apresenta um diâmetro de 6,35 mm e uma espiral com sete voltas com diâmetro

médio de 256,5 mm o que propicia uma área de troca de 1,125 x 10-1 m² e

volume de 1,786 x 10-4 m³.

Define-se a compaticidade de trocador de calor pela relação entre sua área

de troca e o volume ocupado. Costuma-se definir, arbitrariamente, que um

trocador é compacto quando esta relação for maior que 700 m²/m³. o

condensador em questão apresenta a seguinte compaticidade:

324

1

/94,62910786,110125,1 mm

xxadeCompaticid

VolumeÁreaadeCompaticid ==⇒= −

Na entrada e na saída da serpentina externa foram adaptados dois niples

de latão de diâmetro de 3/4” para a alimentação e captação de água. Foi

construído todo um sistema hidráulico com tubos de PVC para que a água

alimentasse o condensador e fosse encaminhada para o sistema de drenagem

das águas pluviais, conforme ilustra a Figura 44.

DBD



Figura 44 – Sistema de alimentação e captação de água do condensador.

Para a serpentina interna foram adaptados dois cotovelos de 90º de latão

de 15 mm de diâmetro sendo um na entrada e outro na saída. Mantendo a

padronização, também foram soldados nos cotovelos os adaptadores de latão

com as mesmas medidas dos adaptadores do oxidador térmico (Figuras 45 e

46).

Figura 45 – Condensador – Vista frontal.

Adaptador de latão

DBD



Figura 46 – Condensador – Vista lateral.

3.2.8 Separador de Líquidos

Ao sair do condensador as emissões geradas no processo de dessorção

térmica são uma mistura de líquidos e gases. Para evitar que os líquidos entrem

na bomba de vácuo prejudicando o seu funcionamento, torna-se necessário a

instalação de um equipamento que separe os líquidos dos gases.

Na indústria da refrigeração os separadores de óleo são utilizados para

assegurar que o óleo, levado do compressor junto com o refrigerante, seja

separado e volte para o compressor. Seguindo este mesmo princípio, foi

desenvolvido um separador de líquidos que além de impedir que os líquidos

cheguem à bomba de vácuo, possibilite uma amostragem dos gases pela

câmara de carvão ativado. O separador de líquidos foi montado na linha de

descarga do condensador antes da bomba de vácuo e a câmara de carvão

ativado.

Para o desenvolvimento do separador de líquidos, inicialmente foi soldada

uma chapa de aço com dimensões de 122 x 103 mm e espessura de 6 mm, em

uma das extremidades de um tubo de aço galvanizado de diâmetro nominal de

2.1/2” (68,2 mm de diâmetro interno e 76,0 mm de diâmetro externo) com 278

mm de comprimento. A chapa de aço será a base do separador que deve ser

regular e fixa. Na outra extremidade do tubo de aço galvanizado foi feita uma

rosca padrão BSP para a instalação de uma tampa.

Niple de latão φ 3/4”

DBD



A tampa do separador de líquidos consiste em um tampão sextavado de

aço galvanizado de 2.1/2”. Na parte superior do tampão foram feito dois furos e

soldado dois niples de redução de 1/2” x 3/8” em aço galvanizado, um em cada

furo, destinados a entrada e saída do separador de líquidos. Entre os furos foi

soldado uma chapa de aço inox com dimensões de 100 x 65 mm e 1 mm de

espessura (Figura 47).

A separação dos líquidos dos gases é feita basicamente por gravidade. O

líquido ao entrar no separador é armazenado no fundo do recipiente e os gases

que ficam suspensos são sugados pela bomba de vácuo. A chapa soldada no

tampão impede que pequenas gotículas de água, que ficam retidas nas

proximidades da entrada do separador, sejam sugadas pela bomba de vácuo

devido à proximidade da entrada e saída do separador de líquidos.

Figura 47 – Tampa do separador de líquidos.

No fundo do separador de líquidos foi instalado um sistema para captação

do líquido retido no separador de líquidos. Este líquido poderá ser analisado para

que se tenha conhecimento do que está sendo liberado no final do processo de

dessorção térmica. O sistema consiste de um niple de aço galvanizado de 1/2”,

que foi soldado em um furo centralizado, seguido de um cotovelo de 90º macho-

fêmea em aço galvanizado e por uma válvula esférica de latão de 1/2” (Figura

48).

DBD



Figura 48 – Sistema de captação do separador de líquidos.

Para evitar que o volume de líquidos ocupasse todo o recipiente,

ocorrendo o risco de entrar pelo tubo de saída e ser sugado pela bomba de

vácuo, foi instalado um tubo de acrílico, com 30 mm de comprimento, diâmetro

externo de 12 mm e parede de 1 mm, na lateral do separador de líquidos a 183

mm da base. Este tubo funciona com um ladrão de reservatórios, porém com a

saída fechada. Pelo fato do tubo ser de acrílico é possível visualizar se o nível d’

água atingiu ou não o nível máximo de segurança do separador de líquidos

(Figura 49).

Com as dimensões apresentadas na Figura 49, o separador de líquidos é

capaz de armazenar um volume de 668,5 ml. Durante o processo de dessorção

térmica, é possível que seja gerado um volume de líquidos maior que a

capacidade do separador de líquidos, porém através da válvula do separador de

líquidos é possível esvaziá-lo armazenando ou não este líquido. Para facilitar a

conexão com o tubo que liga o separador de líquido ao condensador, foram

instaladas duas peças de aço galvanizado de diâmetro de 3/8”, um cotovelo de

90º e uma curva macho-fêmea. Ao facilitar a conexão, estas peças impedem que

haja vazamentos na entrada do sistema. Pelo mesmo motivo, porém ligando o

separador de líquidos a câmara de carvão ativado, foram instaladas na saída do

separador de líquidos uma luva e uma curva macho-fêmea também em aço

galvanizado de diâmetro de 3/8” (Figura 50).

DBD



Figura 49 – Separador de líquidos – Vista frontal e lateral.

(a) (b)

Figura 50 – Separador de líquidos – (a) Vista frontal, (b) Vista lateral.

DBD



3.2.9 Câmara de Carvão Ativado

A câmara de carvão ativado tem como finalidade filtrar as emissões

gasosas produzidas durante o processo de dessorção térmica, impedindo que

esses gases ainda contaminados sejam lançados diretamente na atmosfera. A

câmara de carvão ativado possui um formato cilíndrico com diâmetro externo de

75 mm e altura de 120 mm e é feita de alumínio. Nas extremidades da câmara

de carvão ativado existem adaptadores de latão do mesmo padrão dos

adaptadores do oxidador térmico e do condensador (Figura 51).

Figura 51 – Câmara de carvão ativado.

Figura 52 – Câmara de carvão ativado.

Uma das extremidades da câmara de carvão ativado é conectada na saída

do separador de líquidos e a outra é conectada a bomba de vácuo. A sucção da

bomba força a circulação das emissões gasosas através dos filtros de carvão

ativado que ficam no interior da câmara.

O interior da câmara de carvão ativado é preenchido completamente com

carvão ativado em pó. Para evitar que o carvão seja sugado durante a aplicação

do vácuo, existe internamente a câmara discos de papel filtro em suas saídas,

apropriados para material pulverulento.

DBD



Para que esta mesma câmara de carvão ativado seja utilizada para

amostragem dos contaminantes presentes nos gases, que ficam adsorvidos no

carvão ativado, foi feito um adaptador para reduzir a quantidade de carvão

ativado em seu interior, aumentando assim a concentração dos produtos

adsorvidos ao carvão ativado (Figura 54).

O adaptador consiste de uma peça cilíndrica de alumínio com 63 mm de

diâmetro e 70 mm de comprimento (Figura 53). Esta peça possui um furo central

de 7 mm de diâmetro por onde passam as emissões succionadas. Através deste

adaptador, o volume da câmara que inicialmente era de 331,83 cm³, é reduzido

para 99,55 cm³.

Figura 53 – Câmara de carvão ativado com corte apresentando o adaptador.

Figura 54 – Adaptador da câmara de carvão ativado.

3.2.10 Bomba de Vácuo e Compressor de Ar

O sistema de dessorção térmica utiliza um conjunto hidráulico composto

por duas bombas de vácuo. Este conjunto hidráulico tem como objetivo fornecer

DBD



energia para uma melhor captação e encaminhamento das emissões gasosas

através da tubulação do sistema de tratamento.

Na entrada do sistema, por um período de 9 horas por dia, foi instalada

uma bomba de vácuo. Esta bomba de vácuo tem o fluxo de ar invertido para

funcionar como um compressor de ar. Este compressor tem como objetivo criar

um fluxo de ar, através do sistema de injeção de ar do bastonete térmico,

passando pela resistência elétrica arejando o solo e conduzindo as emissões

gasosas para a tubulação do sistema de tratamento.

A bomba de vácuo que também tem a função de um compressor de ar é

da marca Golsun modelo 0411. Este bomba de vácuo possui um sistema de

palhetas rotativas lubrificadas a óleo (Figura 55). As especificações técnicas da

bomba de vácuo são apresentadas na Tabela 14

Figura 55 – Bomba de vácuo marca Goldsun modelo 0411.

Tabela 14 – Especificações técnicas da bomba de vácuo marca Golsun modelo 0411.

(Goldsun, 2003).

Vazão 37 l min-1 / 2,20 m³ h-1

Vácuo 27" Hg / 685,8 mmHgPressão 20 - 25 PsiRotação 1725 RPMPotência 1/4 HPVoltagem 110 / 220 V

Comprimento 350 mmlargura 175 mmAltura 215 mm

Especificações

Dimensões

Performace

DBD



No período em que o compressor de ar estiver funcionando, foi instalada

na saída do sistema, após a câmara de carvão ativado, uma outra bomba de

vácuo. Esta bomba de vácuo tem como objetivo succionar as emissões gasosas

através dos filtros de carvão ativado e lançá-las na atmosfera. Esta bomba de

vácuo é do tipo de pistões oscilantes padrão “pneurop” marca HF modelo S4

(Figura 56). As especificações técnicas desta bomba de vácuo são apresentadas

na Tabela 15.

Figura 56 – Bomba de vácuo marca HF modelo S4.

Tabela 15 – Especificações técnicas da bomba de vácuo marca HF modelo S4 (HF,

2000).

Vazão 60 l min-1 / 3,60 m³ h-1

Pressão 30 PsiRotação da bomba 540 RPMRotação do motor 1750 RPM

Potência 1/2 HPVoltagem 110 / 220 V

Flange da bomba 1/2"Quantidade de óleo 0,7 l

Peso da bomba 35 kgComprimento 550 mm

largura 285 mmAltura 380 mm

Dimensões

Performace

Especificações

DBD



O acionamento da bomba de vácuo foi automatizado através um multi-

timer digital marca Icel, modelo TI-10. Este multi-timer digital possui uma carga

resistiva de até 16 A e carga indutiva de 3 A. Sua operação é de 24 horas / 7

dias com 12 programas por dia (Figura 57).

Figura 57 – Multi-timer digital marca Icel modelo TI-10.

3.2.11 Sistema de Monitoramento e Aquisição de Dados

O sistema de monitoramento e aquisição de dados tem a função de

registrar e armazenar as temperaturas durante o ensaio. As temperaturas são

captadas através dos termopares, que são inseridos na região onde se deseja

monitorar as temperaturas, e registradas e armazenadas em um data logger

portátil.

Os termopares utilizados são do tipo K que são recomendados para

atmosferas oxidantes ou inertes (Figura 58). As especificações técnicas dos

termopares tipo K podem ser vistas na Tabela 16.

Figura 58 – Termopares tipo K.

DBD



Tabela 16 – Especificações técnicas dos termopares tipo K.

Elemento positivo chromel (+)Elemento negativo alumel (-)Especificações

Faixa de temperatura usual - 50 ºC à 1260 ºC

Vulnerável em atmosfera sulfurosa e gases com SO2 e H2S requerendo substancial proteção quando utilizado nestas condições

Restrições

Limite de Erro

Caracteristicas

Faixa de temperatura -200 à 0 ºC +/- 2,2 ºC ou +/- 2% Faixa de temperatura 0 à 1260 ºC +/- 2,2 ºC ou +/- 0,75% - Recomendável em atmosferas oxidantes ou inertes - Ocasionalmente podem ser usados abaixo de zero grau - Uso no vácuo por curto período de tempo

O data logger é da marca Almeno, modelo 2290 e possui cinco canais para

monitoramento da temperatura, conforme a Figura 59.

Figura 59 – Data logger marca Almeno, modelo 2290.

Os dados armazenados no data logger são transferidos para um

computador PC através de uma interface RS 232-C e do aplicativo AMR-Control

versão 4.02.

DBD


4 Avaliação dos Equipamentos e do Fluxo de Calor no Solo

4.1 Considerações iniciais

Antes de se iniciar os ensaios com solo contaminado, é indispensável uma

avaliação dos equipamentos desenvolvidos, bem como analisar o fluxo de calor

no solo residual de Caxias, que foi escolhido para o presente estudo. A

determinação do fluxo de calor no solo fornecerá parâmetros para uma eventual

aplicação em campo utilizando os bastonetes térmicos, como por exemplo, o

espaçamento médio entre os bastonetes. Os ensaios de análise de fluxo de calor

serviram também para avaliar a capacidade de aquecimento do bastonete

térmico.

4.2 Caracterização do Solo

Neste item foi apresentada a caracterização do solo utilizado nos estudos.

Esta caracterização tem como objetivo definir características que são

importantes para a análise da eficiência da técnica de dessorção térmica.

4.2.1 Descrição do Local de Coleta

As amostras de solo deformadas foram coletadas de um perfil de

intemperismo de solo residual jovem, localizado em um talude de corte na

Rodovia Washington Luis (BR 040 – km 111), sentido Rio-Petrópolis, no

município de Duque de Caxias – RJ (Figura 60).

DBD


Capítulo 4 - Avaliação dos Equipamentos e do Fluxo de Calor no Solo 104

Figura 60 – Vista aérea da área onde as amostras foram coletadas, Duque de Caxias –

RJ.

De acordo com a geologia regional do estado do Rio de Janeiro, a região

de Duque de Caxias está compreendida na faixa costeira leste, ocorrente entre a

Baía de Sepetiba (na base da Serra do Mar) e a região de Macaé. Nota-se a

ocorrência de rochas do pré-cambriano com topografias arrasadas, destacando-

se as unidades de gnaisses facoidais, migmatitos e gnaisses bandados (CPRM,

2002). Ocorrem também corpos intrusivos de granito.

O perfil em questão foi desenvolvido de rocha metamórfica gnáissica

apresentando feições ricas em minerais máficos (biotitas) e félsicos (feldspatos)

conferindo ao solo residual jovem camadas alternadas com porosidade e

permeabilidade diferenciadas (Figura 61a). As frações de areia da amostra são

constituídas por feldspatos potássio e biotita em várias fases de alterações, além

do quartzo (Mergulhão, 2003). Já as frações de silte e argila são constituídas por

caulinita, ilita e gibsita. As amostras deformadas coletadas foram extraídas da

feição arenosa em torno do bloco como mostra a Figura 61b. (a) (b)

Figura 61 – Coleta da amostra de solo.

Local de coleta

das amostras

DBD



Este solo foi escolhido devido ao fato de ser um solo bem conhecido,

estudado por diversas pesquisas da PUC-Rio. Como exemplo pode-se citar

Mergulhão (2003) e Gerard (2004). Além do mais, este perfil foi utilizado como

jazida para aterro de toda a região da refinaria de Duque de Caxias. O

conhecimento do comportamento da técnica de dessorção neste tipo de solo

poderia fornecer parâmetros para uma eventual necessidade de aplicação desta

tecnologia de remediação in situ, pois esta região é sujeita a acidentes com

hidrocarbonetos, conforme ilustra a Figura 60.

4.2.2 Caracterização Geotécnica

Todos ensaios de caracterização geotécnica foram realizados no

Laboratório de Geotecnia e Meio Ambiente da PUC-Rio seguindo as normas

brasileiras. Os resultados da caracterização geotécnica são apresentados na

Tabela 17. A curva de distribuição granulométrica é apresentada na Figura 62.

Tabela 17 – Resumo da caracterização geotécnica.

SM - Areno siltosoNotas:

44,10

Índice de plasticidade IP(5) (%) 12,35Fração de Argila (%) 15,00

Limite de plasticidade ωP (%) 31,75

Atividade(6) 0,82Classificação SUC

18,37Teor de umidade ω (%) 23,29

Indíces Físicos Valor

Peso específico natural γnat (kN/m3)

2,6426,400,77

43,5679,85

Densidade do grãos Gs

Grau de saturação S(4) (%)

Peso específico do grãos γs (kN/m3)

Limite de liquidez ωL (%)

Índice de vazios e(2)

Porosidade n(3) (%)

14,90Peso específico seco γd(1) (kN/m3)

eene

d

snatd +

=⇒∴−=⇒∴+

=⇒1

11

)3()2()1(

γγ

ωγ

γ

ilaIPAtividadeIP

eS PL

w

s

arg%.. )6()5()4( =⇒∴−=⇒∴=⇒ ωω

γωγ

DBD



0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100Diâmetro dos Grãos (mm)

Porc

enta

gem

que

pas

sa (%

)

Composição: Pedregulho 0% Areia Grossa 8% Areia Média 44% Areia Fina 9% Silte 24% Argila 15%

Figura 62 – Curva de distribuição granulométrica.

4.2.3 Análises Mineralógicas

Para a realização das análises mineralógicas foi utilizado um importante

método para identificação dos grãos minerais finos dos solos, a difração por

raios X. Os ensaios foram realizados no laboratório de difração de raios X do

Departamento de Ciências dos Materiais e Metalúrgica da PUC-Rio, utilizando

um difratômetro de raios X marca Siemens, (modelo D500 apresentado na

Figura 63).

Figura 63 – Difratômetro de raios X marca Siemens modelo D500.

DBD



A partir dos resultados dos difratogramas foi identificada a presença de

caulinita e gibsita, conforme mostra a Figura 64.

Figura 64 – Difratograma de raios X.

4.2.4 Análises Físico-Químicas

As análises físico-químicas foram realizadas nos laboratórios da

EMBRAPA. Todos os ensaios foram realizados seguindo normas descritas no

manual de métodos de análise de solo da própria EMBRAPA (EMBRAPA, 1997).

Os resultados das análises físico-químicas são apresentados na Tabela 18

Tabela 18 – Resumo das análises físico-químicas.

MgFeCuZn

Ca++

Mg++

K+

Na+

H+

Al+++

Capacidade de troca catiônica T (meq/100g) 3,80Superfície específica SS (m2/g) 14,05

Acidez trocável (meq/100g) 1,201,40

0,270,29

Cátions trocáveis S (meq/100g) 0,290,35

0,2870,562

Elementos disponíveis (mg/dm3) 0,475,21

Teor de carbono C (g/kg) 0,50Matéria orgânica MO (%) 0,86

KCL 4,10Condutividade elétrica (mS/cm à 25º C) 0,06

Análise Físico-química ValorpH H2O 4,90

DBD



A partir da análise dos resultados acima, observa-se que os teores de

carbono e matéria orgânica são relativamente baixos. O teor de matéria

orgânica, nos solos superficiais, varia entre 0,5 a 5 % (em peso), enquanto que,

para solos orgânicos, este valor pode atingir 100% (Sparks, op. cit.). O material

apresenta capacidade de troca catiônica e superfície específica dentro de um

valor esperado conforme a Tabela 19 em função dos resultados da difração de

raios X que apresentou a presença de caulinita e gibsita (Figura 64).

Tabela 19 – CTC (Grim, 1968) e superfície Específica (Russel, 1973, Bohn et al., 1979)

dos principais argilominerais e frações silte e argila.

Mineral ou Patícula Superfície Específica (m 2 /g)

CTC (cmol/kg ou meg/100g)

Caulinita 10 a 20 3 a 15Ilita 70 a 120 10 a 40

Clorita 79 a 150 10 a 40Vermiculita 300 a 500 100 a 150Esmectita 700 a 800 60 a 150

Silte < 1 muito pequenaAreia Fina < 0,1 muito pequena

Areia Grossa < 0,01 muito pequena

4.2.5 Ensaio de Compactação

Os métodos de ensaio compactação de solos mais utilizados são os da

AASHO STANDART (Proctor Normal, Intermediário e Modificado). A

metodologia da AASHO é também adotada pela ABNT e pela ANTT – Agência

Nacional de Transporte Terrestre.

Do material recebido, utiliza-se 3000 g de solo seco ao ar e destorroado e

passado na peneira # 4 conforme a NBR 7182. Uma porcentagem inicial de água

deverá ser adicionada à amostra para o primeiro ponto. A quantidade de água

deve ser de 4 a 6% abaixo da umidade ótima do solo que poderá ser estimada a

partir do limite de plasticidade. Determina-se o peso do molde sem o colar e a

placa base, bem como suas dimensões para calcular o volume do mesmo.

Retira-se o colar e o excesso de solo, retira-se também a base e pesa-se o

molde com a amostra compactada. Com um extrator retira-se o solo do molde e

coleta-se uma pequena quantidade do centro da amostra para determinar a

umidade. Desmancha-se o material compactado até que possa ser passado na

peneira # 4, misturando-o em seguida ao restante da amostra inicial. Adiciona-se

DBD



2% de água (com relação ao peso original da amostra de 3 kg) e faz-se a

homogeneização. Repetir os passos anteriores até que se obtenha um número

mínimo de 5 pontos em que 2 estejam abaixo, 2 acima e 1 em torno da umidade

ótima.

As curvas de compactação e saturação obtidas no ensaio com o Proctor

Normal são apresentadas na Figura 65.

13,20

13,40

13,60

13,80

14,00

14,20

14,40

14,60

22,00 24,00 26,00 28,00 30,00 32,00 34,00 36,00

Umidade (%)

γd (k

N/m

³)

ωot = 28,70 %γdmáx = 14,28 kN/m3

ωot

γdmáx S=1

Figura 65 – Curva de compactação e saturação – Proctor Normal.

4.2.6 Determinação da Permeabilidade

A determinação da permeabilidade baseia-se na Lei de Darcy para

escoamento laminar, segundo a qual a velocidade de percolação é diretamente

proporcional ao gradiente hidráulico, e pode ser feita em laboratório utilizando-se

ensaios de carga constante ou de carga variável em permeâmetro de parede

rígida ou em permeâmetro de parede flexível.

O ensaio de permeabilidade foi realizado com uma amostra indeformada

em um permeâmetro de parede flexível, visto que:

• O permeâmetro de parede rígida existe uma possibilidade de passagem

de água entre a parede e a amostra cilíndrica, pois é difícil uma

moldagem sem imperfeições na face externa da amostra. Isto causaria

uma passagem preferencial de água.

DBD



• Existe o problema de não se poder impor no ensaio as condições de

tensões no campo.

A Figura 67 apresenta o gráfico da variação de volume percolado em

função do tempo de onde se obteve a vazão Q que é o coeficiente angular da

reta. Os resultados do ensaio de permeabilidade estão apresentados na Tabela

20.

V = 5,1968t - 10,761R2 = 0,999

0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

100,00

120,00

140,00

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00 30,00

tempo (min)

Volu

me

(cm

³)

Figura 66 – Variação do volume com o tempo – Determinação da vazão.

Tabela 20 – Resultados do ensaio de permeabilidade.

Diâmetro (cm)Altura (cm)Área (cm²)Volume (cm³)Confinante σc (kPa)Poro-pressão na base ub (kPa)Poro-pressão no topo ut (kPa)

Parâmetros Valor10,00

Dimensões 8,1578,54640,10500,00

Pressões aplicadas 493,92490,00

Permeabilidade (m/s) 2,29x10-6

Gradiente hidráulico i 4,81Vazão Q (cm³/s) 8,66x10-2

DBD



4.3 Análise do Fluxo de Calor

O fluxo de calor por condução em meios porosos foi determinado utilizando

a equação de Stegemeier (1998), Equação 19, que é similar às equações do

fluxo de fluido e obedece a Lei de Fourier para um fluxo de calor radial.

)/ln(2

wehr rr

Tq ∆=

πλ eq. (19)

Da equação de Stegemeier (1998) alguns parâmetros já são conhecidos

como:

• =h comprimento do poço ][l → corresponde ao comprimento da

zona de aquecimento do bastonete térmico.

• =∆T variação da temperatura ][T → a variação da temperatura será

determinada pelos termopares posicionados no solo.

• =we rr / raio externo e raio do poço respectivamente ][l → serão

determinados através do posicionamento dos termopares no solo.

O único parâmetro inicialmente não conhecido é a condutividade térmica

do solo )(λ , porém existem diversos métodos para medir a condutividade

térmica no solo. A determinação deste parâmetro será apresentada no item

4.3.1.

4.3.1 Determinação da Condutividade Térmica

Existem várias maneiras de se medir a condutividade térmica. Os métodos

existentes são de fluxo de calor estacionário (temperatura constante) ou de fluxo

de calor transiente (temperatura variando com o tempo). Segundo Jackson &

Taylor (1986), os métodos que utilizam o fluxo de calor transiente são

considerados mais adequados para solos.

Alguns autores, como por exemplo, Jackson & Taylor (1986) e Farouki

(1986), indicam que o método da agulha térmica (ou sonda térmica) é um

método rápido e conveniente para medir a condutividade térmica de solos in situ

ou em laboratório.

DBD



A agulha é inserida no solo que será ensaiado, e deve ser suficientemente

fina para não causar amolgamentos ou distúrbios no solo. A agulha térmica

consiste de um sistema aquecedor que produz energia térmica a uma taxa

constante e de um sensor de temperatura (termopar). A razão de aumento da

temperatura da agulha depende da condutividade térmica do meio que ela está

inserida.

Um diagrama esquemático de uma sonda térmica utilizada nas medidas de

condutividade está apresentado na Figura 68. A sonda térmica normalmente é

de aço inoxidável, por ser um material de baixo calor específico e alta difusidade

térmica.

Figura 67 – Esquema da sonda térmica.

Para determinação da condutividade térmica foi utilizada uma sonda de

imersão marca Almeno modelo FP A437-1, que fornece um fluxo de calor

constante quando colocada dentro do material a ser ensaiado. Este fluxo é

mantido até que o equilíbrio seja estabelecido entre a energia térmica transferida

para o material e a energia térmica dissipada.

A sonda é acoplada a um data logger portátil, marca Almeno modelo 2290.

O conjunto sonda/data logger pode ser visto na Figura 69. O diâmetro da sonda

é de 1,5 mm, com comprimento de 12 cm. A sonda opera com dois termopares

Pt 100, sendo de 6 cm a menor espessura de solo que se pode medir a

condutividade térmica.

Molde de

Compactação

Solo

Compactado

Sonda

Térmica

DBD



Figura 68 – Sonda térmica e Data-logger.

A condutividade térmica é determinada com unidade de W/m.ºK. A faixa de

trabalho é de 0,025 a 0,410 W/m.ºK, com resolução de 0,001 W/m.ºK. Este

medidor permite a determinação de condutividade térmica de maneira fácil e

rápida.

Para determinação da condutividade térmica, as amostras foram

compactadas, pelo processo estático em 6 camadas, em um molde de

compactação desenvolvido por Duarte (2004), visto na Figura 70, utilizando uma

prensa de adensamento, com pressão de 500 kPa.

Figura 69 – Molde de compactação (Duarte, 2004).

DBD



Baseado em valores de condutividade térmica, obtidas por Duarte (2004)

para o solo da Cidade dos Meninos, que apresenta granulometria semelhante ao

solo residual de Caxias, seria necessário moldar as amostras com baixo teor de

umidade, em função do valor máximo de 0,410 W/m.ºK que a sonda térmica

pode determinar.

O solo foi secado na estufa a 80 ºC e em seguida foi adicionada água até

atingir a umidade de aproximadamente 5%. O corpo de prova foi moldado e a

sonda térmica foi inserida no corpo de prova até uma profundidade de 5 cm. A

sonda possui dois sensores de temperatura, um na ponta e outro à

aproximadamente 2 cm acima. A condutividade térmica é a média dos dois

pontos.

Para este teor de umidade inicial foi determinada a condutividade térmica

bem como os índices físicos. Repetiu-se todo o procedimento acrescentando

0,5% de umidade até o limite de 8,5% de umidade totalizando 8 corpos de prova.

Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 21.

Tabela 21 – Condutividade térmica e índices físicos do solo residual de Caxias.

1 17,33 16,51 0,599 4,95 22,24 0,3532 17,40 16,50 0,600 5,48 24,58 0,3613 17,50 16,51 0,599 6,01 27,00 0,3694 17,57 16,49 0,601 6,52 29,20 0,3745 17,66 16,49 0,601 7,08 31,70 0,3716 17,74 16,50 0,600 7,53 33,77 0,3827 17,81 16,49 0,601 8,02 35,91 0,3918 17,93 16,51 0,599 8,59 38,59 0,395

CP λ (W/m.ºK)

γt

(kN/m³)γd

(kN/m³)e w

(%)S

(%)

As Figuras 71 e 72 apresentam o comportamento da condutividade térmica

em relação à umidade gravimétrica (a) e o grau de saturação (b). As Figuras 71

e 72 mostram também que as equações que se ajustam às curvas foram as

logarítmicas. Os valores encontrados são semelhantes aos valores obtidos por

Duarte (2004) para o solo da Cidade dos Meninos, porém o solo residual de

Caxias apresentou valores um pouco maiores devido, principalmente, ao teor de

areia que é um pouco maior do que o solo da Cidade dos Meninos.

DBD



R2 = 0,9419

λ = 0,0728ln(w) + 0,236

0,200

0,250

0,300

0,350

0,400

0,450

0,500

4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00

Umidade (%)

Con

dutiv

idad

e Té

rmic

a (W

/m.ºK

)

Figura 70 – Variação da condutividade térmica em função da umidade.

λ = 0,073ln(S) + 0,1264R2 = 0,9431

0,200

0,250

0,300

0,350

0,400

0,450

0,500

15,00 20,00 25,00 30,00 35,00 40,00 45,00

Grau de Saturação (%)

Con

dutiv

idad

e Té

rmic

a(W

/m.ºK

)

Figura 71 – Variação da condutividade térmica em função do grau de saturação.

DBD



4.3.2 Compactação do Solo no Tanque de Tijolo Refratário

Uma etapa importante deste estudo é compactar o solo residual de Caxias

no tanque de tijolo refratário, de modo que represente o máximo possível as

condições in situ. Geralmente são utilizados três tipos de compactação em

laboratório: compactação dinâmica, estática ou por vibração. Cada tipo de

compactação induz na amostra uma determinada estrutura que está ligada

diretamente com o comportamento mecânico do material.

Neste estudo o método de compactação que melhor se aplica às

condições de trabalho é o método dinâmico, principalmente devido ao grande

volume de material e outros fatores. Em função disto, buscou-se uma maneira de

compactar o solo no tanque de tijolo refratário com energia similar ao do proctor

normal.

A energia de compactação é calculada através da seguinte equação:

VPnNhE = eq. (32)

onde: =E energia de compactação ][ 3−mll

=P peso do soquete [ ]m

=n número de camadas

=N número de golpes

=h altura de queda [ ]l

=V volume do molde [ ]3l

O soquete utilizado consiste em uma haste metálica de 850 mm de

comprimento e 25 de diâmetro, soldada em metade de um perfil de aço tipo I,

cujas dimensões da base são 210x135 mm e alma de 80 mm. O conjunto possui

um peso de 7,4 kg e pode ser visto na Figura 73.

DBD



Figura 72 – Soquete de compactação.

Em função do comprimento do bastonete térmico foi determinado que à

altura do solo compactado no tanque de tijolo refratário seria de 410 mm. O

volume total de solo compactado seria de 64.482,72 cm³ o que representa um

volume muito grande para se compactar de uma só vez. De acordo com Lins

(1991) o solo compactado em várias camadas apresenta uma melhor

distribuição de densidade. Foi estabelecido que o solo seria compactado em 17

camadas, sendo 14 camadas com 25 mm e 3 camadas com 20 mm de altura

conforme ilustra a Figura 74.

DBD



Figura 73 – Camadas de compactação do solo no tanque de tijolo refratário.

Conhecendo o volume de cada camada de solo e através das relações de

índices físicos pode-se determinar o peso total de solo a ser compactado em

cada camada. O solo foi colocado no tanque e aplicou-se um determinado

número de golpes até que o volume de solo fosse reduzido ao volume

correspondente de cada camada.

Para controlar a altura de cada camada foram colocadas quatro guias nas

extremidades do tanque. Estas guias foram graduadas de acordo com as alturas

de cada camada conforme ilustra a Figura 74. Para garantir que estas guias

ficassem fixas nas extremidades do tanque foi construído um gabarito de

madeira que é apresentado esquematicamente na Figura 75.

A abertura retangular, centralizada no gabarito de compactação, possui as

dimensões iguais ao diâmetro do tubo de aço galvanizado do bastonete térmico.

Nesta abertura foi colocada um pedaço de tubo de aço galvanizado de 2” para

que durante a compactação seja deixada o poço onde será inserido o bastonete

térmico.

As camadas de compactação se encontram niveladas, pois as guias foram

niveladas através de um nível de mangueira, visto na Figura 76.

DBD



Figura 74 – Gabarito para auxilio da compactação do solo.

Figura 75 – Nivelamento das guias.

Para compactar o solo no tanque inicialmente foi necessário destorroá-lo e

passá-lo na peneira # 4. A umidade natural foi determinada e obteve-se um valor

DBD



de 20,58 %. Foi feita a correção da umidade, pois o solo foi compactado na

umidade ótima referente à energia do Proctor Normal, que no caso é de 28,70%.

A Tabela 22 apresenta os dados para a compactação de cada camada de solo

no tanque.

Tabela 22 – Dados para a compactação de cada camada.

1 3200,00 18,38 5881,60 5280,30 601,32 - 9 3928,38 18,38 7220,40 6482,10 738,3

10 - 11 3142,70 18,38 5776,30 5485,70 590,612 - 17 3928,38 18,38 7220,40 6482,10 738,3

Camada Volume (cm³)

γnat

(kN/m³)Massa Total

(g)Massa (g)

solo + águaVolume de água

adicional (ml)

Para cada camada de solo aplicaram-se em média 120 golpes (Figura 77).

Estimando-se uma altura de queda de 25 cm, marcada na haste do soquete, e

com os demais parâmetros já conhecidos, foi possível obter uma energia de

compactação de 5,85 kgf.cm/cm³, que é um valor bem próximo ao valor da

energia de compactação do Proctor Normal que é 6,00 kgf.cm/cm³.

Figura 76 – Compactação do solo no tanque de tijolo refratário.

DBD



Para calcular o grau de compactação foi determinado o peso específico

seco a cada duas camadas compactadas através de um amostrador circular com

diâmetro de 50,2 mm, altura de 19,9 mm e peso de 35,02 g. A Tabela 23

apresenta os resultados obtidos.

Tabela 23 – Determinação do grau de compactação.

2 18,15 29,17 14,05 98,40 0,879 89,314 18,00 29,30 13,92 97,49 0,896 88,006 17,51 29,05 13,57 95,02 0,946 82,648 17,55 29,22 13,58 95,11 0,944 83,3010 17,52 29,36 13,54 94,84 0,949 83,2612 17,25 28,90 13,38 93,71 0,973 79,9314 17,25 29,10 13,36 93,57 0,976 80,2416 17,07 28,75 13,26 92,84 0,991 78,07

w (%)

GC (1)

(%)Camada γnat

(kN/m³)γd

(kN/m³)e S

(%)

100.)1(

dlab

dcampoGCγ

γ=⇒

3/28,14 mkNdlab =γ

O grau de compactação médio foi de 95,12% que pode ser considerado

um valor muito bom para trabalhos de campo. Pode-se observar na Tabela 23

que o grau de compactação diminui à medida que se aumentava o número de

camadas compactadas. Isto ocorreu devido ao fato desta operação ter sido

manual o que gerou um cansaço do operador devido ao grande número de

camadas e golpes. Outro fator que influenciou na diminuição da energia de

compactação nas camadas superiores foi o princípio de fissuras causando o

rompimento da argamassa entre os tijolos refratários das camadas inferiores.

4.3.3 Metodologia de Ensaio

O ensaio de fluxo de calor consiste em analisar o avanço da temperatura

de forma radial no solo. No ensaio serão determinados parâmetros para que se

determine o fluxo de calor utilizando a equação de Stegemeier (1998) conforme

descrito no Item 4.3.

Após a compactação do solo, conforme procedimento descrito no item

anterior, o bastonete térmico será inserido no poço que foi deixado durante a

compactação do solo. O bastonete possui uma zona de aquecimento de 390 mm

de comprimento, que é o parâmetro ( h ) da equação de Stegemeier (1998).

Através do controlador de temperatura foi determinada a duração e a

temperatura de cada estágio. Para se medir as temperaturas no solo foram

DBD



inseridos quatro termopares pela lateral do tanque de tijolo refratário conforme

ilustra a Figura 78.

Conforme mostra a Figura 78, termopares 01, 02, 03 e 04 estão

localizados, respectivamente, a 170, 130, 90 e 50 mm, em relação ao centro do

bastonete térmico. Quanto à altura, os termopares 01, 02, 03 e 04 estão

localizados, respectivamente, a 120, 190, 330 e 395 mm em relação à superfície

superior do tanque de tijolo refratário.

Figura 77 – Localização dos termopares no tanque de tijolo refratário.

Devido ao elevado grau de compactação poderia haver dificuldades

quando fossem inseridos os termopares no solo compactado. Para evitar este

problema foram inseridas no tanque, durante a compactação, quatro hastes de

ferro com diâmetro de 5 mm e 400 mm de comprimento (Figura 79). Em cada

haste havia uma marcação na qual deveria ser inserida no tanque com a

distância correspondente de cada ponto. Após a compactação as hastes foram

P00, P01, P02, P03 e P04 → Termopares

DBD



retiradas deixando no solo compactado um poço horizontal para a inserção dos

termopares.

Estes cuidados tinham como objetivo garantir que as distâncias entre os

termopares fossem rigorosamente respeitadas, pois estas distâncias entre cada

ponto de medição de temperatura fornecerão mais dois parâmetros, ( T∆ ) e

( we rr / ), da equação de fluxo de calor.

Figura 78 – Hastes inseridas no tanque de tijolo refratário durante a compactação.

Acima do solo compactado foi colocada a manta de fibra cerâmica como

pode ser visto na Figura 80.

Figura 79 – Colocação da manta de fibra cerâmica sobre o solo compactado.

DBD



A manta de fibra cerâmica tem como finalidade impedir a dissipação de

calor para o meio externo, além de impedir que altas temperaturas atinjam a

manta asfáltica. Para monitoramento desta temperatura foi inserido o termopar

00 entre a manta de fibra cerâmica e a manta asfáltica (Figura 78). Conforme

descrito no item 3.2.4, a manta de fibra cerâmica utilizada possui 25 mm de

espessura e 96 kg/m³. Para garantir um bom isolamento térmico foram

colocadas duas mantas de fibra cerâmica sobre o solo totalizando uma

espessura de 50 mm.

Como durante o ensaio de fluxo de calor no solo era esperado que fosse

gerado vapor d’água, todo o sistema foi vedado com a manta asfáltica, conforme


Figura 80 – Colocação da manta asfáltica sobre o tanque de tijolo refratário.

DBD



A Figura 82 mostra, esquematicamente, todo o sistema montado para

análise do fluxo de calor no solo residual de Caxias.

Figura 81 – Sistema para análise de fluxo de calor.

Conforme ilustra a Figura 82, a alimentação elétrica do sistema foi

fornecida pelo quadro de distribuição localizado na área externa do Laboratório

de Geotecnia e Meio Ambiente da PUC-Rio. O consumo de energia foi

DBD



monitorado por um medidor que atende exclusivamente o circuito destinado à

bancada de trabalho.

Para análise de fluxo de calor foram feitos dois ensaios; um com

bombeamento de ar através do compressor de ar e outro sem bombeamento.

4.3.4 Ensaio 01 – Análise de Fluxo de Calor Sem Injeção de Ar

Conforme o enunciado, neste primeiro ensaio de análise de fluxo de calor

não foi bombeado ar através do sistema de injeção de ar do bastonete térmico. A

compactação foi feita conforme o item 4.3.2 e os dados e resultados

apresentados neste item são referentes a este primeiro ensaio. A Tabela 24

apresenta, em média, os índices físicos obtidos na compactação do solo residual

de Caxias no tanque de tijolo refratário.

Tabela 24 – Índices médios da compactação do solo – Ensaio 01.

29,10 13,58 95,12 0,944 83,10

w (%)

γd

(kN/m³)GC (%) e S

(%)

No controlador de temperatura foi feita a programação das temperaturas

do ensaio. A temperatura inicial do ensaio foi a temperatura ambiente, 25 ºC,

que foi elevado imediatamente após 5 minutos para 50º C. A cada 12 horas

foram acrescentados 50º C até atingir a temperatura de 600 ºC, totalizando seis

dias ao final do ensaio.

Através de um termômetro digital marca Minipa, modelo MT-511, foram

feitas medições diárias da temperatura ambiente e da temperatura externa,

cerca de 10 cm da base, ao bastonete térmico. Para determinação do consumo

de energia foram feitas leituras no medidor de energia a cada 24 horas. A Tabela

25 apresenta as temperaturas ambiente e externa ao bastonete térmico

registradas durante o ensaio.

DBD



Tabela 25 – Temperaturas ambiente e externa ao bastonete térmico – Ensaio 01.

Ambiente Externa ao Bastonete0 23,0 23,0

24 23,5 23,348 22,7 22,972 22,5 22,696 22,9 22,8

120 23,8 23,7144 25,2 24,8

(1) Temperatura medida às 9:00

Temperatura (ºC)(1)Período (horas)

A variação do consumo de energia é apresentada na Figura 83.

C = 0,0417t

C = 0,2083t - 8

C = 0,375t - 24

0

5

10

15

20

25

30

35

0 24 48 72 96 120 144

tempo (h)

Con

sum

o (k

Wh)

Figura 82 – Variação do consumo de energia – Ensaio 01.

Observando a Tabela 25 pode-se considerar que o sistema de isolamento

térmico foi eficiente, pois as temperaturas registradas próximas ao bastonete

térmico ficaram de acordo com a temperatura ambiente local. O isolante térmico

que fica entre o tubo de alumina refratário e a estrutura de aço galvanizado do

bastonete térmico, também se mostrou eficiente, pois não houve uma grande

condução de calor para o meio externo.

Quanto ao consumo de energia elétrica, foi registrado no final do ensaio

um consumo de 30 kWh que representa um valor relativamente baixo para a

potência que o equipamento alcança. Este baixo consumo registrado se deu

DBD



devido à baixa corrente elétrica do bastonete térmico que é de 6,8 A, e a tensão

de 220 V.

A Figura 84 apresenta o comportamento da temperatura nos pontos de

monitoramento ao longo dos seis dias de ensaio. Na Figura 84 é possível

observar que o aumento da temperatura é lento. Isso já era esperado devido à

baixa condutividade térmica do solo e ao fato da alumina refratária reter um

pouco do calor, liberando-o ao meio externo de forma lenta. A maior temperatura

registrada após seis dias foi de 159,8 ºC no ponto P 04 que é o mais próximo à

fonte de calor.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 12 24 36 48 60 72 84 96 108 120 132 144Tempo (h)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 00 P 01 P 02 P 03 P 04

Estágios 0 - 12 h 50 ºC

12 - 24 h 100 ºC 24 - 36 h 150 ºC 36 - 48 h 200 ºC 48 - 60 h 250 ºC 60 - 72 h 300 ºC 72 - 84 h 350 ºC 84 - 96 h 400 ºC 96 - 108 h 450 ºC108 - 120 h 500 ºC120 - 132 h 550 ºC132 - 144 h 600 ºC

Figura 83 – Comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento – Ensaio 01.

Conforme pode ser visto na Figura 84 pode-se considerar que o aumento

da temperatura segue numa crescente exponencial, o que leva a crer que pode-

se chegar a temperaturas mais elevadas aumentando a duração do ensaio.

Os pontos P 03 e P 04, a partir de 450 ºC na fonte de aquecimento e

depois 96 horas, apresentam um crescimento mais acentuado e constante em

relação aos outros pontos. Já o ponto P 02 começa a demonstrar estas mesmas

características, a partir de 600 ºC na fonte de aquecimento e depois de 138

horas. O ponto P 01, que é o mais afastado da fonte de aquecimento, segue

num crescimento exponencial lento do começo ao fim do ensaio, atingindo a

temperatura de 75,5 ºC ao final do ensaio.

DBD



O termopar P 00 tem como finalidade medir a temperatura entre a manta

de fibra cerâmica e a manta asfáltica. Observando a Figura 84 concluí-se que o

isolamento térmico foi satisfatório, pois manteve a temperatura em valores

aceitáveis. A maior temperatura registrada foi de 63,8 ºC e a partir de 112 horas

manteve-se constante próxima de 58 ºC mesmo que a fonte de aquecimento

estivesse registrando a temperatura de 600 ºC.

Um fato ocorrido durante a compactação foi à variação do grau de

compactação, sendo que as camadas inferiores apresentaram maior grau de

compactação. De acordo com a localização dos termopares no solo e dos dados

da Tabela 23 foi montada uma nova tabela, Tabela 26, apresentada a seguir.

Tabela 26 – Localização dos termopares e variação dos índices – Ensaio 01.

P 01 Camada 15 13,26 92,84 78,06P 02 Camada 12 13,38 93,71 79,95P 03 Camada 06 13,57 95,02 82,67P 04 Camada 04 13,92 97,49 87,96

LocalizaçãoTermopar γd

(kN/m³)GC (%)

S (%)

Conforme apresentado no item 4.3.1, é possível que a condutividade

térmica seja função do grau de saturação, conforme os resultados obtidos neste

ensaio. O ensaio também mostrou a influência do grau de compactação no fluxo

de calor em meios porosos. Os pontos P 03 e P 04 apresentaram um melhor

fluxo de calor não apenas pelo fato de estarem mais próximos às zonas de

aquecimento, mas também por apresentarem melhores graus de compactação e

saturação.

Como este ensaio não foi bombeado, não foram deixados na manta

asfáltica os orifícios para evaporação da água. Durante o ensaio parte da água

evaporou através do sistema de injeção de ar que estava aberto, e o restante

ficou retida na manta asfáltica e na manta de fibra cerâmica, que se encontrava

bem encharcada. Os tijolos da parte superior do tanque apresentavam-se mais

úmidos como pode ser visto na Figura 85.

DBD



Figura 84 – Água retida no final do ensaio 01.

O solo após o aquecimento não apresentou grandes fissuras em sua

superfície e sim apenas uma redução natural de seu volume, conforme pode ser

visto na Figura 86.

Figura 85 – Superfície do solo no final do ensaio 01.

DBD



4.3.5 Ensaio 02 – Análise de Fluxo de Calor Com Injeção de Ar

Neste ensaio foi bombeado ar através do sistema de injeção de ar do

bastonete térmico. O ar foi injetado através do compressor marca Goldsun

modelo 0411 apresentado no item 3.2.10. A compactação do solo também foi

feita seguindo os mesmos procedimentos descritos no item 4.3.2. A Tabela 27

apresenta, também em média, os índices obtidos da compactação do solo no

tanque de tijolo refratário para o ensaio 02.


28,85 13,64 95,51 0,935 83,75

w (%)

γd

(kN/m³)GC (%) e S

(%)

De acordo com a Tabela 27 o solo compactado para o ensaio 02

apresentou, em média, umidade menor e peso específico seco, grau de

compactação, índices de vazios e saturação maiores comparados com os do

ensaio 01.

A temperatura inicial da programação do ensaio também foi de 25 ºC,

porém foi elevado imediatamente após 5 minutos a 100 ºC. Como observado no

primeiro ensaio, independente do aumento rápido da temperatura no controlador,

o aumento da temperatura no solo foi lenta devido à baixa condutividade térmica

do solo. A cada 12 horas foram adicionados 100 ºC até atingir a temperatura de

600 ºC, mantendo-o por 120 horas totalizando dez dias ao final do ensaio.

A injeção de ar foi feita apenas nos primeiros cinco dias de ensaio. O

compressor trabalhava de forma alternada funcionando 1 hora e descansando 1

hora por um período de 8 horas por dia. Este procedimento foi adotado, pois o

timer ainda não estava disponível e todo o trabalho de ligar e desligar o

compressor foi manual. Ao ligar o compressor ocorria uma queda na temperatura

registrada pelo termopar do controlador, após um certo período a temperatura

era equalizada, pois o controlador de temperatura fornecia mais potência ao

bastonete térmico elevando a temperatura.

Como no ensaio 01 também foram medidas as temperaturas ambiente e

externa ao bastonete térmico (Tabela 28) e o consumo de energia foi monitorado

a cada 24 horas (Figura 87).

DBD



Tabela 28 – Temperaturas ambiente e externa ao bastonete térmico – Ensaio 02.

Ambiente Externa ao Bastonete0 22,8 22,824 22,2 22,248 21,8 23,672 22,2 22,696 22,0 23,0

120 24,3 24,9144 25,0 25,1168 25,2 25,0192 24,8 25,1216 24,7 25,2240 25,0 25,3

(1) Temperatura medida às 9:00

Período (horas)

Temperatura (ºC)(1)

C = 0,0417t

C = 0,2083t - 4

C = 0,3333t - 10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240

tempo (h)

Con

sum

o (k

Wh)

Figura 86 – Variação do consumo de energia – Ensaio 02.

A Figura 88 apresenta o comportamento da temperatura nos pontos de

monitoramento durante o ensaio 02.

DBD



0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 12 24 36 48 60 72 84 96 108 120 132 144 156 168 180 192 204 216 228 240

Tempo (h)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 00 P 01 P 02 P 03 P 04

Estágios 0 - 12 h 100 ºC 12 - 24 h 200 ºC 24 - 36 h 300 ºC 36 - 48 h 400 ºC 48 - 60 h 500 ºC 60 - 240 h 600 ºC


Conforme mostra a Figura 88, assim como no ensaio 01, o aumento da

temperatura também é lento, porém devido aos patamares serem menores e os

incrementos de temperatura terem sido feitos num espaço de tempo menor,

houve um aumento mais acentuado da temperatura nos pontos de

monitoramento.

Fazendo um comparativo entre os dois ensaios, tomando o ponto P 04

como referência, podemos fazer algumas observações importantes para análise

do fluxo de calor. No ensaio 01, durante o período de 12 horas em que o solo

ficou exposto a temperatura de 600 ºC, a temperatura no ponto P 04 passou de

118,0 ºC para 159,8 ºC apresentando uma variação de ∆T= 41,8 ºC. No ensaio

02, para a mesma temperatura de exposição, porém para as primeiras 12 horas,

a temperatura no ponto P 04 passou de 139,6 ºC para 184,6 ºC apresentando

uma variação de ∆T= 45,0 ºC. As variações de temperatura ficaram bem

próximas nos dois ensaios, apresentando uma pequena diferença em trono de 3

ºC. O que pode ter causado esta diferença é o grau de compactação e saturação

que apresentou pequenas diferenças nos dois ensaios para a mesma camada.

Os pontos P 03 e P 04 apresentam inicialmente um crescimento um pouco

mais acentuado nas primeiras horas de cada estágio de temperatura diminuindo

o crescimento nas horas seguintes. Durante o ensaio, ao acionar o compressor

DBD



de ar, observava-se no data logger que a temperatura aumentava de forma mais

rápida diminuindo a velocidade de crescimento assim que o compressor fosse

desligado. Este fato veio a se confirmar assim que foi plotado o gráfico conforme

afirmado no inicio do parágrafo e bem notado na Figura 88.

A injeção de fluxo de ar influenciou apenas os pontos P 03 e P 04 que

estão mais próximos ao bastonete térmico. Devido ao elevado grau de

compactação o fluxo de ar injetado não é capaz de atingir os pontos mais

distantes como os pontos P 01 e P 02. Se utilizássemos um compressor de

maior pressão, poder-se-ia romper o solo.

Quanto a temperatura entre a manta asfáltica e a manta de fibra cerâmica,

ela atingiu o máximo de 48,7 ºC permanecendo praticamente constante em torno

de 45 ºC durante todo o ensaio. Este fato reforçou ainda mais a eficiência do

isolamento térmico entre o solo aquecido e o ambiente externo.

Para se fazer outras análises do fluxo de calor no solo, foi plotado um novo

gráfico da variação de temperatura, porém apenas considerando as

temperaturas monitoradas a partir de 60 horas de ensaio que correspondem à

exposição de 600 ºC na fonte de aquecimento. A Figura 89 apresenta os

resultados.

50

100

150

200

250

300

350

400

450

60 72 84 96 108 120 132 144 156 168 180 192 204 216 228 240Tempo (h)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 01 P 02 P 03 P 04

EquaçõesP 0160-132 : T(ºC) = 1,27t - 5,00P 0260-132 : T(ºC) = 2,28t - 32,03P 0360-132 : T(ºC) = 3,03t - 49,31P 0460-132 : T(ºC) = 3,05t - 36,68

EquaçõesP 01132-240 : T(ºC) = 0,21t + 135,41P 02132-240 : T(ºC) = 0,35t + 224,58P 03132-240 : T(ºC) = 0,58t + 273,09P 04132-240 : T(ºC) = 0,53t + 288,18

Figura 88 – Comportamento da temperatura no solo a partir de 60 horas de ensaio –

Ensaio 02.

DBD



Inicialmente, no ensaio 01, imaginava-se que a temperatura no solo

aumentava de forma exponencial. Esta conclusão foi tomada observando a

Figura 84 que aparentemente apresentava este comportamento, pois em função

do curto acréscimo de temperatura, 50 ºC a cada 12 horas, proporcionou um

crescimento lento da temperatura no solo. À medida que se aumentava à

temperatura na fonte de aquecimento a temperatura no solo aumentava de

forma mais acentuada.

No ensaio 02, nas primeiras 60 horas, o crescimento da temperatura no

solo foi semelhante ao ensaio 01, porém atingiu temperaturas maiores, pois o

aumento da temperatura foi mais rápido. A partir de 60 horas de ensaio a

temperatura na fonte de aquecimento permaneceu a 600 ºC por um período

maior de 180 horas.

Observando a Figura 89 concluiu-se que o crescimento no solo é linear e

não exponencial como se imaginava. Este comportamento ficou claro neste

ensaio, pois houve um período longo de exposição a uma mesma temperatura.

Esta conclusão é reforçada aplicando-se linhas de tendência para cada conjunto

de ponto de monitoramento de temperatura. Todos pontos de monitoramento de

temperatura apresentaram um coeficiente linear maior no período de 60 a 132

horas, apresentando uma queda no instante de 132 horas e permanecendo

depois constante até o final do ensaio.

No ponto P 04, depois de 240 horas de ensaio, foi registrada uma

temperatura máxima de 416,5 ºC e o solo ainda estava sofrendo acréscimo de

temperatura. Após dez dias de ensaio não foi possível determinar em qual

temperatura este crescimento deveria ser interrompido tornando-se a mesma

constante.

4.3.6 Determinação do Fluxo de Calor

Para determinar o fluxo calor no solo residual de Caxias, utilizar-se-á os

dados obtidos no ensaio 02, (vide Tabela 29). O ensaio 02 foi escolhido por ter

sido realizado por um período maior de tempo, o que proporcionou temperaturas

mais elevadas, além de ter sido injetado um fluxo de ar de acordo como foi a

aplicação do sistema em processos de remediação.

DBD



Tabela 29 – Comparação entre os índices físicos da compactação nos dois ensaios.

15 12 6 4γd (kN/m³) 13,26 13,38 13,57 13,92

GC (%) 92,85 93,7 95,02 97,51

S (%) 78,08 79,92 82,69 87,95

γd (kN/m³) 13,30 13,52 13,60 14,01

GC (%) 93,14 94,68 95,27 98,10

S (%) 79,18 80,05 82,92 88,30

Termopar

Camada

Ensaio 01

Ensaio 02

P 01 P 02 P 03 P 04

O único parâmetro da equação de Stegemeier (1998), para determinação

do fluxo de calor, inicialmente não conhecido, era a condutividade térmica,

porém foi determinada no item 4.3.1. Devido à limitação da sonda térmica, cujo

alcance máximo é de 0,410 W/mºK, foi determinada a condutividade térmica

para valores de grau de saturação máximo de 38,64 %. De acordo com a Tabela

29, o fluxo de calor foi determinado para graus de saturação em torno de 80 %.

Para estes graus de saturação, a condutividade térmica será determinada

através da equação obtida pela curva logarítmica apresentada na Figura 72.

O fluxo de calor foi analisado a partir do momento em que a temperatura

na fonte de aquecimento se mantém a 600 ºC, que no ensaio 02 ocorre no

período entre 60 horas e o final do ensaio. Não foram analisados todos os

pontos e sim apenas os pontos de inflexão apresentados na Figura 89. Os

pontos foram o inicial (60 horas), o ponto em que muda a inclinação da reta (132

horas) e o ponto final do ensaio (240 horas).

A equação de Stegemeier (1998) possui algumas constantes para cada

tipo de bastonete térmico, que neste caso são o comprimento do poço

( )39,0 mh = e o raio do poço )0302,0( mrw = . Os demais parâmetros bem como

os valores do fluxo de calor em cada ponto para cada instante estão

apresentados na Tabela 30.

DBD



Tabela 30 – Variação do fluxo de calor em cada ponto de monitoramento.

P 01 P 02 P 03 P 04λ (W/m.ºK) 0,453 0,449 0,446 0,445

r (m) 0,05 0,09 0,13 0,17T (ºC) 139,6 129,4 104,2 71,0

∆T (ºC) 460,6 470,6 495,8 529,0q hr (W) 1145,16 500,72 386,55 345,4

T (ºC) 355,4 345,8 267,6 161,9

∆T (ºC) 244,6 254,2 332,4 259,2q hr (W) 608,4 270,47 259,15 286,05

T (ºC) 416,5 412,5 308,9 187,6

∆T (ºC) 183,5 187,5 291,1 412,4q hr (W) 456,42 199,50 226,95 269,27

Instante de 60 horas



Parâmetros Comuns

Pontos

De posse dos valores apresentados pela Tabela 30, alguns gráficos foram

plotados para que se pudessem obter algumas conclusões a respeito do fluxo de

calor no solo residual de Caxias. A Figura 90 apresenta a variação do fluxo de

calor em função do raio para cada instante. Já a Figura 91 apresenta a variação

de ∆T em função do raio.

qhr= 1518,3e-9,6363r

qhr = 626,71e-5,7667r

qhr = 407,41e-3,6354r

0,00

200,00

400,00

600,00

800,00

1000,00

1200,00

1400,00

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18

raio (m)

Flux

o de

Cal

or (W

)

60 hs 132 hs 240 hs

Figura 89 – Variação do fluxo de calor em função do raio.

DBD



∆T = 577,5r + 425,43

∆T = 1646,8r + 136,18

∆T = 1975,8r + 51,292

0

100

200

300

400

500

600

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18

raio (m)

∆T

(ºK

)

60 hs 132 hs 240 hs Figura 90 – Variação de ∆T em função do raio.

Na Figura 90 as equações que melhor se ajustaram às curvas foram às

logarítmicas. Já na Figura 91 o comportamento de ∆T em função do raio é linear.

Através destas equações foi possível fazer uma projeção do decréscimo da

temperatura em função do raio. Esta projeção é apresentada na Figura 92.

De acordo com a Figura 92, houve uma redução acentuada da

temperatura ao longo do raio. Nos três instantes a um raio de 25 cm a

temperatura já estava abaixo de 100 ºC. Para aplicações em campo, seguindo

uma grade triangular, exigiria um afastamento entre os bastonetes térmicos de

40 cm, considerado pequeno em relação a estudos feitos por Stegemeier &

Vinegar (1998), que obtiveram temperaturas maiores de 500 ºC para um

afastamento de 1,5 m.

DBD



Figura 91 – Projeção da temperatura em função do raio.

DBD



Alguns fatores importantes devem ser considerados para se fazer uma

comparação entre os valores obtidos nestes ensaios e os valores obtidos por

Stegemeier & Vinegar (1998). O primeiro ponto a ser considerado é o período de

duração dos ensaios, que no ensaio 02 foi de 10 dias, já Stegemeier & Vinegar

(1998) obtiveram os valores relacionados anteriormente para períodos de 30 a

40 dias. De acordo com a Figura 88, o solo ainda não havia atingido a

temperatura máxima após 10 dias, pois continuava crescendo, mesmo que de

forma mais lenta.

Outro fator importante é que Stegemeier & Vinegar (1998) fizeram os

ensaios diretamente no campo, diferentemente dos ensaios realizados neste

estudo, que foram feitos em laboratório. Além das diferenças nas composições

mineralógicas de cada solo, os ensaios de Stegemeier & Vinegar (1998)

utilizaram o solo com suas características naturais, como peso específico, grau

de saturação, índices de vazios, etc. Estas características poderiam proporcionar

uma maior condutividade térmica em relação ao solo residual de Caxias

compactado.

Comparando os valores dos índices obtidos na compactação do solo no

tanque de tijolo refratário (vide Tabela 29), com os valores da caracterização

geotécnica do solo (vide Tabela 17), pode-se observar que há algumas

diferenças que poderiam ocasionar alguma variação entre os valores da

condutividade térmica nas condições in situ e no laboratório. Além do mais,

como já mencionado, não foi possível aplicar a mesma energia de compactação

para todas as camadas. Tanto no ensaio 01 como no ensaio 02, as camadas

superiores apresentaram menores graus de compactação, conseqüentemente

menores condutividade térmica conforme atesta a Tabela 291.

Caso se considere apenas os pontos P 03 e P 04, que apresentaram

melhores graus de compactação e condutividade térmica, obtém-se novas

equações e assim, pode-se fazer uma nova projeção do decréscimo da

temperatura em função do raio. Esta nova projeção é apresentada na Figura 93.

DBD



Figura 92 – Nova projeção da temperatura em função do raio.

DBD



Nesta nova projeção o decréscimo da temperatura foi bem menor do que a

projeção anterior. A uma distância de 50 cm, após 10 dias, a temperatura

permaneceu acima de 370 ºC podendo ser considerada como um bom resultado.

Baseado nesta análise numa aplicação em campo, por um período de

aproximadamente 30 dias, poder-se-ia atingir temperaturas maiores do que 400

ºC para um espaçamento entre os bastonetes térmicos de 1,0 a 1,5 m.

A Figura 94 simula a distribuição das temperaturas numa área de

aproximadamente 10,81 m², utilizando 13 bastonetes térmicos numa grade

triangular com espaçamento de 1,0 m. Estas temperaturas foram obtidas de

acordo com a projeção apresentada na Figura 93.

Figura 93 – Distribuição da temperatura no solo.

Segundo Portes (2002), a dessorção térmica é eficiente para remediações

de materiais contaminados por hidrocarbonetos para temperaturas acima de 300

ºC. Considerando os resultados da distribuição do calor no solo, pode-se afirmar

que num ensaio com material contaminado por hidrocarbonetos poder-se-ia

obter sucesso utilizando os parâmetros obtidos nesta análise do fluxo de calor.

Além do mais, fica comprovada a eficiência do bastonete térmico para aplicar

gradientes de temperatura no solo.

Uma outra simulação foi feita visando analisar o que é mais viável

economicamente, se um número maior de bastonetes num período mais curto ou

um número menor de bastonete num período mais longo de ensaio. Esta

simulação foi feita da mesma forma que a anterior, porém para um período de 20

DBD



dias. As temperaturas iniciais neste instante foram obtidas utilizando as

equações apresentadas pela Figura 89. Como foi aumentada a duração do

ensaio, o espaçamento entre os bastonetes térmicos também aumentou para

1,50 m, cobrindo uma área de 14,27 m², utilizando 7 bastonetes térmicos. Esta

nova simulação é apresentada na Figura 95.

Figura 94 – Simulação II da distribuição da temperatura no solo.

A Tabela 31 apresenta uma comparação entre as duas simulações. De

acordo com esta tabela é mais viável economicamente prolongar o tratamento

por um período maior, pois será possível atingir temperaturas maiores e um

espaçamento maior entre os bastonetes térmicos.

Tabela 31 – Comparação entre as duas simulações de distribuição de temperatura.

1 10 13 10,81 910,00 84,182 20 7 14,27 1050,00 73,58

Área (m²)Simulação Duração

(dias)Nº de

BastonetesConsumo

(kWh) kWh/m²

DBD



4.4 Avaliação do Condensador

Neste item serão realizadas uma série de ensaios para avaliar a eficiência

do condensador desenvolvido neste estudo. Conforme descrito no Item 3.2.7, o

condensador tem como objetivo reduzir a temperatura das emissões gasosas

após a saída do oxidador térmico. A troca de calor foi efetuada entre as

emissões gasosas e a água através das paredes do condensador. O

condensador foi considerado eficiente caso seja capaz de reduzir a temperatura

das emissões gasosas à temperatura ambiente.


O ensaio consiste basicamente em aplicar um fluxo de ar na entrada do

oxidador térmico através de um compressor de ar e analisar o comportamento

da temperatura nas saídas do oxidador térmico e do condensador.

O fluxo de ar foi aplicado pela bomba de vácuo, marca Goldsun, modelo

0411, com fluxo invertido funcionando como um compressor de ar. As

temperaturas nas saídas do oxidador térmico e do condensador serão

monitoradas através de um termômetro digital. Para estes ensaios procurou-se

manter a mesma vazão de ar que foi aplicado durante o processo de dessorção

térmica. Esta vazão foi estimada através da vazão nominal da bomba de vácuo

que no caso é de 36 l/min.

Através do controlador de temperatura foi incrementada ao oxidador

térmico a temperatura de 900 ºC, que será a temperatura de trabalho durante o

processo de dessorção térmica. Assim que o oxidador térmico atingir a

temperatura de trabalho, o compressor de ar será acionado mantendo um fluxo

de ar constante. O compressor funcionará por um período de 1 hora e a cada 10

minutos serão medidas as temperaturas nas saídas do oxidador térmico e do

condensador.

Foram feitos ensaios para diferentes fluxos de água no condensador. O

objetivo será analisar se diferentes valores de vazões influenciarão na

temperatura de saída do condensador. A vazão será determinada através da

abertura da válvula esférica que controla a passagem de água pela tubulação do

condensador (vide Figura 97). Para cada abertura da válvula mediu-se a vazão

na saída da tubulação.

DBD



A Figura 96 apresenta de forma esquemática o sistema montado para

análise da eficiência do condensador.

Figura 95 – Sistema para análise do condensador.

DBD



Figura 96 – Válvula esférica para controle da vazão.

4.4.2 Ensaio 03 – Avaliação do Condensador Sem Fluxo de Água

Neste primeiro ensaio não se aplicou nenhum fluxo de água no

condensador. A válvula foi aberta e assim que o condensador ficou saturado a

mesma foi fechada. Este ensaio foi feito em duas etapas: (1) pelo período da

manhã, exatamente às 8:00 horas e (2) no final da tarde mais precisamente às

17:00 horas. O objetivo era saber se o fluxo de água no condensador poderia ser

interrompido por um determinado período, sem que houvesse alterações

significativas na temperatura na saída do condensador.

No dia anterior ao ensaio, mais precisamente às 18 horas, a válvula foi

aberta e após alguns instantes foi fechada mantendo-a assim por toda à noite.

No dia seguinte, pelo período da manhã, iniciou-se a primeira etapa do ensaio

conforme procedimentos descritos no Item 4.4.1. Neste instante, a temperatura

da água se encontrava em 24,5 ºC e a temperatura ambiente estava em 24,2 ºC.

A Figura 98 apresenta os valores das temperaturas monitoradas para cada

instante.

Abertura da válvula

DBD



0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

0 10 20 30 40 50 60 70Tempo (minutos)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Saída do oxidador

Saída do condensador

Figura 97 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 03 – 8:00 horas.

Para a segunda etapa repetiu-se todo o procedimento. Neste instante, a

temperatura da água estava a 27,2 ºC e a temperatura ambiente a 28,5 ºC.

Neste dia, a temperatura ambiente variou durante o dia entre 23,2 e 37,2 ºC. O

comportamento da temperatura em função do tempo para este instante é

apresentado na Figura 99.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

0 10 20 30 40 50 60 70Tempo (minutos)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Saída do oxidador

Saída do condensador

Figura 98 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 03 – 17:00 horas.

DBD



Os dois ensaios apresentaram acréscimo na temperatura tanto na saída do

oxidador térmico quanto na saída do condensador durante o ensaio. No ensaio

realizado no final da tarde, estes acréscimos na temperatura foram maiores

chegando às temperaturas máximas de 596,0 e 39,5 ºC, nas saídas do oxidador

e do condensador, respectivamente. No ensaio realizado pela manhã, as

temperaturas máximas registradas foram de 569,0 e 27,6 ºC, nas saídas do

oxidador e do condensador, respectivamente.

4.4.3 Ensaio 04 – Avaliação do Condensador Com Fluxo de Água

Este ensaio foi realizado apenas no período da manhã às 8:00 horas.

Seguiu-se o mesmo procedimento descrito no Item 4.4.1, porém foram medidas

as temperaturas para diferentes valores de vazão na saída do condensador. As

vazões foram determinadas de acordo com a abertura da válvula esférica (Figura

97). Uma abertura de 2 mm equivale a uma vazão de 1,00 x 10-2 l/s, já a

abertura de 3 mm equivale a uma vazão de 3,84 x 10-2 l/s.

Inicialmente foi aplicada uma vazão de 1,00 x 10-2 l/s, estando a água a

uma temperatura de 22,1 ºC e a temperatura ambiente estava a 23,6 ºC. Após 5

minutos mediu-se a temperatura na saída do condensador. Em seguida

aumentou-se a vazão passando-a para 3,84 x 10-2 l/s e após 5 minutos mediu-se

novamente a temperatura na saída do condensador e na saída do oxidador

térmico. Reduziu-se a vazão voltando-a para 1,00 x 10-2 l/s e repetiu-se todo o

procedimento a cada 5 minutos até completar 60 minutos de ensaio.

O comportamento da temperatura em função do tempo é apresentado na

Figura 100. Conforme pode ser visto na Figura 100, a temperatura na saída do

condensador permaneceu praticamente constante em torno de 22,0 ºC

independente da vazão aplicada. A temperatura do oxidador sofreu acréscimos

de temperatura semelhante com os do ensaio 03 realizado pela manhã.

DBD



0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

Tempo (minutos)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Saída do oxidador Saída do condensador V 1Saída do condensador V 2

Vazão 1 = 1,00 x 10-2 l/s

Vazão 2 = 3,84 x 10-2 l/s

Figura 99 – Temperaturas em função do tempo – Ensaio 04.

Analisando os dois ensaios sugere-se que o condensador é eficiente,

sendo capaz de reduzir a temperatura na saída do oxidador para a mesma

temperatura em que a água do condensador se encontra. Caso seja necessário

interromper o fluxo de água por algum período, recomenda-se fazer esta

interrupção no período noturno, pois a temperatura ambiente é mais baixa não

causando grande influência na temperatura da água do reservatório.

DBD


5 Avaliação do Processo de Dessorção Térmica In Situ

5.1 Considerações Iniciais

Neste capítulo será avaliado o sistema de dessorção térmica in situ

desenvolvido. Conforme visto no capítulo anterior, os equipamentos

apresentaram um bom desempenho para as funções que eles foram

desenvolvidos. Foram feitos uma série de ensaios com solos contaminados por

hidrocarbonetos, avaliando a eficiência do processo para remediações in situ.

5.2 Análises Químicas

A eficiência do processo de dessorção térmica não é garantida apenas

pelo aspecto visual. É necessário comprovar quimicamente o sucesso da técnica

de remediação, através de uma série de análises químicas, que forneceram

índices para que se compare se estes estão dentro dos limites permitidos pelos

órgãos ambientais. Todas as análises químicas foram feitas nos laboratórios do

Departamento de Química da PUC-Rio. A Tabela 32 apresenta as análises

químicas que foram realizadas bem como onde serão aplicadas.

Tabela 32 –Análises químicas e suas aplicações.

Análise Química Aplicação

Cromatografia Gasosa (1) identificar os compostos presentes nas emissões gasosas

Espectrometria por Absorção Atômica (1) determinar o traço de metais no contaminante e no solo

Fluorescência de Raio X (1) identificar os compostos presentes no solo e no líquido coletado no separador de líquidos

TPH (2) determinar o teor de hidrocarbonetos de petróleo totais no solo

(1) Laboratóriode Catálise(2) Laboratório de Estudos Ambientais

DBD


Capítulo 5 - Avaliação do Processo de Dessorção Térmica In Situ 151

5.3 Caracterização do Contaminante

O contaminante utilizado no presente estudo foi o óleo lubrificante usado,

popularmente conhecido como óleo queimado ou usado. O óleo lubrificante

representa cerca de 2 % dos derivados do petróleo, e é um dos poucos que não

é totalmente consumido durante o seu uso.

O óleo usado contém produtos resultantes da deteriorização parcial dos

óleos em uso, tais como compostos oxigenados (ácidos orgânicos e cetonas),

compostos aromáticos polinucleares de viscosidade elevada, resinas e lacas.

Além dos produtos de degradação do óleo básico, estão presentes no óleo

usados os aditivos que foram a ele adicionados, no processo de formulação de

lubrificantes e ainda não foram consumidos. Além disto, estão presentes metais

de desgaste dos motores e das máquinas lubrificadas e contaminantes diversos,

como água, combustíveis não queimados, poeira e outras impurezas. Pode

conter ainda produtos químicos, que, por vezes, são adicionados ao óleo

(adulteração) e seus contaminantes característicos.

Os óleos usados são constituídos de moléculas inalteradas do óleo básico,

produtos de degradação do óleo básico, contaminantes inorgânicos, água

originária da câmara de combustíveis (motores), ou de contaminação acidental,

hidrocarbonetos leves (combustíveis não queimados), partículas carbonosas

formadas devido ao coqueamento dos combustíveis e do próprio lubrificante, e

ainda outros contaminantes diversos.

A origem dos óleos lubrificantes usados é bastante diversificada e suas

características podem apresentar grandes variações. Nesse ponto é interessante

que se faça uma distinção entre os óleos usados de aplicações industriais e os

de uso automotivo.

Os óleos industriais possuem, em geral, um baixo nível de aditivação. Nas

aplicações de maior consumo, como em turbinas, sistemas hidráulicos e

engrenagens, os períodos de troca são definidos por limites de degradação ou

contaminação bem mais baixos do que no uso automotivo.

Uma parte dos óleos utilizados em muitas aplicações industriais são

emulsões (óleos solúveis), nas quais existem gotículas de óleo finalmente

dispersas na fase aquosa. Através do uso de emulgadores, obtém-se emulsões

estáveis que são usadas industrialmente numa série de aplicações, como a

usinagem. As emulsões à base de óleo mineral em uso devem ser trocadas

DBD



depois de determinados períodos, devido a uma crescente degradação

microbiana e contaminação com produtos estranhos.

Nas aplicações automotivas, tanto os níveis de aditivação quanto os níveis

de contaminantes e de degradação do óleo básico são bem mais elevadas do

que nas aplicações industriais. Dentro desse uso estão os óleos usados de

motores à gasolina (carros de passeio) e motores diesel (principalmente frotas).

O uso automotivo representa 60 % do consumo nacional, principalmente em

motores a diesel.

Durante o seu uso na lubrificação dos equipamentos, a degradação

termoxidativa do óleo e o acúmulo de contaminantes tornam necessária a sua

troca. Além disso, parte do óleo é queimada no próprio motor, devendo ser

reposto. No processo de troca do lubrificante, este é drenado para um tanque de

acúmulo, para posterior reaproveitamento.

Como mencionado, para terem suas propriedades realçadas, e atender

aos requisitos para aplicações especiais, os óleos lubrificantes devem conter

alguns aditivos a base de compostos de um ou mais dos seguintes elementos:

fósforo, bário, cálcio, magnésio, zinco, antimônio, níquel, boro, cádmio, mercúrio,

molibidênio, selênio, estanho e cromo (Souza, 2003). Estes aditivos exercem

funções diversas (antioxidantes, dispersantes, antidesgastes, detergentes, etc) e

são comumente compostos organometálicos cujos ligantes são dietilcarbamatos

e sulfonatos. A concentração destes elementos, que pode atingir o nível de

porcentagem (m/m), é determinada na caracterização do produto e pelo controle

de qualidade.

Nos óleos lubrificantes, podem estar presentes metais na forma de

quelatos (dietilfosfatos de Zn, Cd. Fe, Bi e Pb), acetilacetonatos de alguns metais

de transição (Ti, Mn, Fe, Co e Ni) ou na forma de O,O – dialquil diaril ou alquil

aril ditiofosfato (DDP) de alguns metais (Zn, Ca, Ba, Ni, Sb, Bi, Cd, Fe, Pb, Ag)

(Souza, 2003). Porém, no caso específico desses derivados, mais importante do

que a quantificação de metais no produto a ser utilizado, é o monitoramento da

variação da quantidade de alguns elementos-chave no óleo lubrificante usado.

Em geral, a presença de certos elementos metálicos no óleo lubrificante pode

ser associada com o desgaste de partes específicas dos dispositivos mecânicos,

como pode ser observado na Tabela 33, para o caso dos elementos refratários.

DBD



Tabela 33 – Origem dos elementos metálicos no óleo lubrificante usado (Souza, 2003).

Motores automotivos e ferroviários

Motores e turbinas para o transporte aéreo

NiDesgaste da blindagem da

engrenagem e certos tipos de sustentação e válvulas

-

Cr

Pistões, cilindros e contaminação por resfriadores.

Maior atrito entre os elementos do motor

Partes cromadas

MoDesgaste em certos tipos

de ligas de sustentação e em resfriadores de óleo

Vários componentes de ligas de Molibidênio

Ti - Vários componentes de ligas de titânio

V Corrosão generalizada Corrosão generalizada

ElementoOrigem

Embora proibido no Brasil, a queima indiscriminada (sem desmetalizar) é a

forma mais comum de desvio de óleo usados efetivamente coletados, para outra

finalidades que não o rerrefino (Petroquímica Sul, 2002). Os óleos podem ser

reciclados, através de prestação de serviço (filtrados para reuso pelo seu

proprietário, não podendo dessa hipótese, destinar-se a qualquer forma de

comercialização). Podem ser rerrefinados (grande força da destinação do óleo

usado) gerando óleos básicos para novas formulações. O rerrefino revela-se

como o meio mais adequado para absorver a quantidade de óleo usado que é

gerado no país através das atividades econômicas.

O material não se presta a compostagem. Sua decomposição é lenta,

apresentando uma Demanda Bioquímica de Oxigênio (DBO) de 2 a 4 kg de

oxigênio por quilo de óleo usado. O poder calorífico do óleo usado é de 10.000

kcal/kg (34.000 BTU/l), mas a queima deve ser precedida de uma etapa de

desmetalização para atendimento dos padrões legais de emissões atmosféricas

(Petroquímica Sul, 2002).

A resolução Conama 9/93 proíbe a queima e a incineração, pois isto

representaria a destruição de frações nobres de petróleo que se encontram no

lubrificante usado. Esta resolução, também não autoriza o aterro do óleo usado.

Ao contrário, determina que todo óleo deverá ser coletado e destinado à

reciclagem. Assinala ainda, que a reciclagem deveria ser realizada pelo

processo de rerrefino.

DBD



Embora o óleo lubrificante represente uma porcentagem ínfima do lixo, o

seu impacto ambiental é muito grande, representando o equivalente da carga

poluidora de 40.000 habitantes por tonelada de óleo despejado em corpos d'

água (Petroquímica Sul, 2002).. O óleo usado também contém metais e

compostos altamente tóxicos, e por esse motivo, é classificado como resíduo

perigoso (classe I), segundo a norma 10.004 da ABNT. E daí não pode ser

utilizado como combustível, pois a queima libera para a atmosfera, metais

pesados como cádmio, chumbo, níquel todos potencialmente carcinogênicos,

além de gases residuais e particulados.

5.3.1 Propriedades Físicas do Contaminante

Como mencionado no item anterior, o óleo lubrificante usado possui uma

grande quantidade de compostos com diferentes propriedades físicas, o que

torna difícil caracterizá-lo baseando-se apenas nas propriedades dos seus

compostos. Caracterizá-lo seguindo especificações dos fabricantes, também

seria difícil devido às transformações que o óleo sofre durante o uso no motor,

além do material utilizado ser uma mistura de vários fabricantes para diferentes

tipos de motores.

O conhecimento de algumas propriedades do óleo lubrificante usado é

importante, pois determinará a faixa de temperatura que o solo deverá atingir a

fim de obter sucesso no processo de dessorção térmica. Visando estas

aplicações, foram determinadas as principais propriedades físicas do óleo

lubrificante usado utilizado no presente estudo. As análises foram feitas no

laboratório de catálise do departamento de Química da PUC-Rio. A Tabela 34

mostra estas propriedades.

Tabela 34 – Propriedades físicas do óleo lubrificante usado.

Propriedade ValorDensidade (g/ml) 0,9

Viscosidade à 40 ºC (mm²/s) 125,0

Ponto de ebulição inicial ( ºC) 205,0

DBD



Foi determinado também o traço dos metais refratários no óleo lubrificante

usado através da espectrometria por absorção atômica. A concentração desses

metais é apresentada na Tabela 35.

Tabela 35 – Traço de metais refratários no óleo lubrificante usado.

Metal Concentração ppmNi 158,3Mo 222,7Cr 4,8V 23,4Ti 16,5

5.4 Ensaios com Solos Contaminados

Os ensaios com solos contaminados foram feitos seguindo procedimentos

semelhantes aos utilizados nas análises de fluxo de calor. O aquecimento do

solo foi feito da mesma forma, pois as temperaturas atingidas nos ensaios de

fluxo de calor são suficientes para que se tenham resultados satisfatórios no

processo de dessorção térmica.


Como mencionado anteriormente, os ensaios com solos contaminados

foram feitos seguindo procedimentos semelhantes aos utilizados nas análises de

fluxo de calor. O primeiro passo foi a compactação do solo residual de Caxias no

tanque de tijolo refratário de acordo com os procedimentos descrito no item

4.2.2, porém com uma pequena diferença no volume de solo compactado. A

altura do solo compactado passou de 410 mm para 390 mm ao retirar uma

camada de 20 mm, proporcionando a redução do volume.

Houve também uma modificação no posicionamento dos termopares, pois

os ensaios com solos contaminados foram feitos em outro tanque de tijolo

refratário. A Figura 101 apresenta o novo posicionamento dos termopares no

tanque de tijolo refratário.

DBD



Figura 101 – Nova localização dos termopares no tanque de tijolo refratário.

Conforme mostra a Figura 101, os termopares 00, 01, 02, 03 e 04 estão

localizados, respectivamente, a 170, 130, 110, 90 e 50 mm em relação ao centro

do bastonete térmico. Em relação à superfície superior do tanque de tijolo

refratário, os termopares 00, 01, 02, 03 e 04 estão localizados, respectivamente,

a 130, 200, 270, 340 e 410 mm.

A etapa seguinte consiste na montagem do sistema de dessorção térmica,

instalando os demais equipamentos. A Figura 102 apresenta esquematicamente,

todo os componentes do sistema de dessorção térmica.

DBD



Figura 102 – Esquema do sistema de dessorção térmica desenvolvido.

DBD



Como no ensaio de fluxo de calor, o controlador de temperatura determina

a duração e a temperatura de cada estágio. O consumo de energia também foi

monitorado no medidor próximo ao quadro de distribuição. O isolamento térmico

também foi feito com duas camadas de manta de fibra cerâmica colocadas sob o

solo.

Durante o aquecimento do solo, foi gerado um volume de emissões

gasosas, composta basicamente por vapores d' água e pelos contaminantes

volatilizados. A manta asfáltica impediu que estas emissões sejam lançadas

diretamente na atmosfera, porém há uma necessidade de conduzi-las ao

sistema de tratamento.

O primeiro componente do sistema de tratamento das emissões gasosas é

o oxidador térmico. As emissões gasosas são conduzidas do tanque ao oxidador

térmico através e uma tubulação de aço galvanizado de 1/2” de diâmetro,

conforme mostra a Figura 103.a. Para que as emissões gasosas não condensem

antes de chegarem ao oxidador térmico, a tubulação foi envolvida por um

isolante térmico de manta de fibra cerâmica, conforme mostra a Figura 103.b.

(a) (b)

Figura 103 – Tubulação para condução das emissões gasosas até o condensador.

DBD



Foi necessário fazer o isolamento térmico da tubulação, pois Pires (2004)

verificou em seus estudos que as emissões gasosas condensaram na tubulação

antes de chegarem ao oxidador térmico. Este fato comprometeu a eficiência do

tratamento das emissões gasosas, pois não foi possível tratá-las no oxidador

térmico.

A tubulação foi divida em duas partes para facilitar a sua montagem. Uma

parte da tubulação fica dentro do tanque de tijolo refratário entre o solo a ser

tratado e a manta asfáltica. Dois pedaços de tubo de aço galvanizado, de 120

mm de comprimento cada, são apoiados diretamente no solo com o auxílio de

dois flanges sextavados galvanizados de 1/2”. Para permitir a captação das

emissões gasosas por estes tubos, foram feitos vários furos de 3/8” de diâmetro

num trecho de 65 mm que fica entre o solo e a manta asfáltica, conforme pode

ser visto na Figura 105.

Figura 104 – Colocação dos tubos perfurados para captação das emissões.

As duas partes da tubulação foram unidas através de flanges sextavados

de aço galvanizado instalados nas extremidades dos tubos que estão apoiados

no solo e do restante da tubulação que segue até o oxidador térmico, como

mostra a Figura 105.

DBD



Figura 105 – Fixação da tubulação para captação das emissões gasosas.

O oxidador térmico só será acionado após o solo atingir a temperatura de

100 ºC, pois a água presente no solo começará a evaporar. Embora o ponto

inicial de ebulição do óleo usado seja de 205 ºC, alguns contaminantes podem

começar a evaporar antes e serem carregados juntos com o vapor d’água. A

temperatura de trabalho do oxidador térmico será de 800 ºC, pois, segundo Pires

(2004), esta temperatura é suficiente para destruir os contaminantes ainda

presentes nas emissões gasosas.

Figura 106 – Oxidador térmico.

Conforme o esquema apresentado na Figura 102, após o oxidador térmico

foi instalado o condensador (Figura 107). Em função dos resultados

apresentados pelos ensaios de avaliação do condensador, não será preciso

DBD



manter o fluxo de água durante as 24 horas do dia. A válvula que controla o fluxo

de água permite a passagem de água apenas no período entre as 8:00 e 18:00

horas, que corresponde ao período mais quente do dia.

Figura 107 – Condensador.

A ligação entre o oxidador térmico e o condensador é feita através de uma

mangueira de borracha de boa resistência e flexibilidade com 27,3 mm de

diâmetro externo e 17,8 mm de diâmetro interno. Esta mesma mangueira

também liga o condensador ao separador de líquidos e depois a câmara de

carvão ativado. A passagem do ar através da câmara de carvão ativado é

forçada através da bomba de vácuo instalada na saída do sistema de dessorção

térmica, conforme mostra a Figura 108. Esta bomba trabalha em conjunto com o

compressor de ar instalado na entrada do sistema.

DBD



Figura 108 – Separador de líquidos, câmara de carvão ativado e bomba de vácuo.

Os equipamentos do sistema de dessorção térmica trabalham seguindo

uma programação diária funcionando de forma alternada durante o dia, com

exceção do bastonete térmico e do oxidador térmico que trabalham 24 horas por

dia. A bomba de vácuo e o compressor de ar trabalham em conjunto sendo

acionados automaticamente através do timer. Já a abertura da válvula para

permitir a passagem do fluxo de água pelo condensador é manual. A Tabela 36

apresenta a programação diária de funcionamento de todos os equipamentos do

sistema de dessorção térmica.

DBD



Tabela 36 – Programação diária de funcionamento dos equipamentos do sistema de

DTIS.

00:00 - 01:00 x x x x x01:00 - 02:00 x x02:00 - 03:00 x x x x x03:00 - 04:00 x x04:00 - 05:00 x x x x x05:00 - 06:00 x x06:00 - 07:00 x x x x x07:00 - 08:00 x x08:00 - 09:00 x x x x x x09:00 - 10:00 x x x10:00 - 11:00 x x x x x x11:00 - 12:00 x x x12:00 - 13:00 x x x13:00 - 14:00 x x x x x x14:00 - 15:00 x x x15:00 - 16:00 x x x16:00 - 17:00 x x x17:00 - 18:00 x x x x x x18:00 - 19:00 x x19:00 - 20:00 x x20:00 - 21:00 x x x x x21:00 - 22:00 x x22:00 - 23:00 x x x x x23:00 - 00:00 x x

BT - Bastonete TérmicoOT - Oxidador TérmicoBV - Bomba de VácuoCA - Compressor de ArCO - CondensadorCCA - Câmara de Carvão Ativado

Horário CCABT OT BV CA CO

A Figura 109 apresenta a bancada externa de trabalho com os

equipamentos que compõem o sistema de dessorção térmica.

DBD



Figura 109 – Bancada externa de trabalho.

5.4.2 Ensaio 05 – Solo Residual de Caxias Contaminado

Para a realização do ensaio 05, o solo residual de Caxias foi todo

contaminado com óleo lubrificante usado. Foram adicionados 3793,10 g de óleo

lubrificante usado ao composto solo+água que possuía um peso de 101.796,72

g. A mistura, visto na Figura 110, resultou numa concentração de 37.262 ppm

que em seguida foi compactado no tanque de tijolo refratário.

DBD



Figura 110 – Mistura de solo contaminado com óleo lubrificante usado.

A Tabela 37 apresenta, em média, os índices obtidos da compactação do

solo no tanque.


35,18 12,75 89,26 1,071 88,40 37262

C (ppm)

w (%)

γd

(kN/m³)GC (%) e S

(%)

Apesar de conter uma certa quantidade de óleo lubrificante usado no solo,

foi possível aplicar uma energia de compactação razoável com grau de

compactação em torno de 89,26 %. Embora este valor esteja um pouco abaixo

dos graus de compactação obtidos nos ensaios de fluxo de calor, que

apresentaram em média 95,50 %, é possível que haja um comportamento

semelhante do fluxo de calor, pois o grau de saturação obtido foi maior do que

nos ensaios de fluxo de calor.

A temperatura inicial da programação do ensaio foi de 25 ºC, elevando-a

imediatamente, após 5 minutos, a 100 ºC. A cada 12 horas foram adicionados

DBD



100 ºC até atingir a temperatura de 500 ºC. A temperatura de 500 ºC foi mantida

por 24 horas passando-a em seguida para 600 ºC. Esta temperatura foi mantida

por 216 horas totalizando 12 dias de ensaio.

Inicialmente, apenas o bastonete térmico e o compressor de ar entraram

em funcionamento. Os demais equipamentos foram ligados à medida que a

temperatura do solo atingisse determinados valores. Quando a temperatura do

solo estava em torno de 80 ºC, observou-se uma grande quantidade de fumaça

saindo pela tubulação que ainda não estava ligada ao oxidador térmico. Após 72

horas de ensaio o oxidador térmico, o condensador, a câmara de carvão ativado

e a bomba de vácuo entraram em funcionamento, completando todo o sistema

de dessorção térmica.

Quatro horas depois que todos os equipamentos estavam funcionando, a

temperatura do bastonete térmico começou a cair de forma acentuada. Foi

constatado que a resistência do bastonete térmico havia queimado, rompendo

inclusive o tubo de alumina refratária, conforme pode ser visto na Figura 111.

Figura 111 – Resistência do bastonete térmico queimada.

O ensaio teve que ser interrompido para que o equipamento fosse

consertado. Ao baixar os dados do logger para o computador verificou-se que a

temperatura máxima atingida foi de 105 ºC. Por esta razão assim que o

equipamento fosse consertado, o ensaio seria reiniciado com o mesmo solo

contaminado. Foi colocada uma proteção no tanque para que não houvesse

alterações na umidade.

O bastonete térmico foi consertado e sofreu algumas alterações em

relação a sua configuração inicial. Além da troca da resistência, o tubo de

alumina foi substituído por um tubo de aço inox 316 com as mesmas dimensões.

Resistência queimada

Tubo de alumina refratária rompido

DBD



Esta modificação causou uma redução na temperatura máxima de serviço

reduzindo-a de 1200 ºC para 1000 ºC. Nas demais partes do bastonete térmico

não houve alterações, pois devido ao seu sistema modular é possível fazer este

tipo de modificações sem influenciar as demais partes do equipamento. O novo

bastonete térmico pode ser visto na Figura 112.

Figura 112 – Novo bastonete térmico após a troca da resistência queimada.

O ensaio foi reiniciado como se fosse um novo ensaio, seguindo a rotina

de trabalho a partir do inicio de aquecimento do solo. A temperatura no solo

estava crescendo mais rapidamente. Isto poderia estar acontecendo em função

DBD



das alterações do equipamento, pois a alumina refratária retém um pouco do

calor passando de forma mais lenta para o meio externo. Já o aço inox não

possui esta característica, além de possuir uma condutividade térmica maior (50

W/mºK). O crescimento mais rápido da temperatura no solo ocasionou o

acionamento dos demais equipamentos já com 24 horas de ensaio.

A temperatura ambiente, monitorada a cada 24 horas sempre as 9:00,

variou entre 22,6 e 25,2 ºC e a temperatura na base do bastonete térmico variou

entre 22,3 e 27,3 ºC. A variação do consumo de energia do bastonete térmico e

do oxidador térmico podem ser vistos na Figura 113. O consumo energético da

bomba de vácuo e do compressor de ar não foi possível ser medido, pois ambos

estavam ligados a um outro circuito de tensão de 110 V. Este circuito não possui

um medidor exclusivo, porém como a potência de ambos equipamentos é

conhecida, este consumo diário pode ser determinado. A Figura 113 também

apresenta este consumo.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312

Tempo (h)

Con

sum

o (k

Wh)

Bastonete Térmico

bomba/compressor

Oxidador Térmico

Consumo Total

Figura 113 – Variação do consumo energético – Ensaio 05.

O comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento pode ser

observado na Figura 114.

DBD



0

100

200

300

400

500

600

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336

Tempo (horas)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 04 P 03 P 02 P 01 P 00

Estágios 0 - 12 h 100 ºC 12 - 24 h 200 ºC 24 - 36 h 300 ºC 36 - 48 h 400 ºC 48 - 72 h 500 ºC 72 - 288 h 600 ºC


De acordo com a Figura 114, pode-se observar como o avanço da

temperatura no solo foi bem mais acentuado do que nos ensaios de fluxo de

calor. É possível também identificar a temperatura máxima que cada ponto

atinge tornando-se praticamente constante, fato que não foi possível identificar

nos ensaios de fluxo de calor. A Tabela 38 apresenta a temperatura máxima

atingida em cada ponto.

Tabela 38 – Temperatura máxima atingida em cada ponto – Ensaio 05.

P 00 P 01 P 02 P 03 P 04439,3 499,5 548,4 551,3 555,5Temperatura ( ºC)

Pontos

A temperatura média do solo ficou em torno de 518,8 ºC que é um valor

semelhante ao encontrado por Stegemeier & Vinegar (1998). Entretanto, este

crescimento rápido da temperatura ocasionou alguns problemas no final do

ensaio mesmo injetando um fluxo de ar no solo, ocorreu à carbonização do

material a um raio de aproximadamente 5 cm do poço do bastonete térmico,

conforme pode ser visto na Figura 115.

DBD



Figura 115 – Carbonização do solo nas proximidades do bastonete térmico.

Com o aumento da temperatura a viscosidade do óleo diminuiu e houve

uma percolação em direção ao bastonete térmico onde a temperatura era maior.

A alta concentração de óleo nesta região e o acréscimo elevado da temperatura

proporcionaram a carbonização do material.

Ao retirar o solo do tanque de tijolo refratário observou-se que a

carbonização ocorreu apenas nas camadas superiores à aproximadamente 15

cm de profundidade. O solo nas camadas inferiores apresentava um aspecto

visual bem melhor do que os das camadas de cima. A Figura 116 mostra o

aspecto do solo retirado das camadas inferiores.

DBD



Figura 116 – Aspecto visual do solo retirado das camadas inferiores – Ensaio 05.

Foram coletadas amostras de solo para análise de fluorescência de raio-X,

espectrometria por absorção atômica e TPH. O líquido coletado, visto na Figura

117, apresentava uma coloração semelhante à do solo, provavelmente devido às

frações mais finas de silte e argila presente no solo, que poderiam ter sido

transportadas através do vapor d' água.

Figura 117 – Aspecto visual do líquido coletado no ensaio 05.

DBD



5.4.3 Ensaio 06 – Solo Residual de Caxias Contaminado

Foi realizado um novo ensaio com o solo residual de Caxias contaminado

com óleo lubrificante usado. Este ensaio tinha como objetivo principal, tentar

evitar que ocorresse a carbonização do material na região próxima ao bastonete.

O solo foi compactado e a Tabela 39 apresenta os valores médios dos

índices/parâmetros.


36,75 12,50 87,54 1,112 88,94 42153

w (%)

γd

(kN/m³)GC (%) e S

(%)C

(ppm)

A programação da temperatura foi diferente neste ensaio visando evitar a

carbonização do material. Em função dos valores de temperatura atingidos no

ensaio 05 e do conhecimento do ponto de ebulição inicial do óleo lubrificante

usado, a temperatura de 500 ºC no bastonete térmico será suficiente para

atender os objetivos do ensaio.

Inicialmente foi aplicada ao bastonete térmico uma temperatura de 100 ºC,

mantendo-a por 48 horas. A cada 48 horas um novo incremento de 100 ºC foi

aplicado ao bastonete térmico até atingir a temperatura de 400 ºC. Esta

temperatura foi mantida por 96 horas, aumentando-a em seguida para 500 ºC e

permanecendo assim por 120 horas, totalizando 15 dias de ensaio.

Os dias em que este ensaio foi realizado apresentavam temperatura

ambiente mais elevada. A temperatura ambiente variou entre 22,7 e 26,8 ºC, já a

temperatura na base do bastonete térmico variou entre 22,8 e 28,5 ºC. Como

houve uma mudança na programação da temperatura, ocasionando uma

elevação mais suave, o oxidador térmico, o condensador e a bomba de vácuo

foram acionados a partir de 48 horas de ensaio. A Figura 118 apresenta o

consumo energético deste ensaio.

DBD



0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336 360 384

Tempo (h)

Con

sum

o (k

Wh)

Bastonete Térmicobomba/compressorOxidador TérmicoConsumo Total


Embora o consumo energético tenha sido maior neste ensaio,

proporcionalmente seria menor do que no ensaio 05, pois além da temperatura

máxima do bastonete térmico ter diminuído para 500 ºC, os patamares de cada

centena de temperatura foram maiores, permanecendo um período menor de

tempo nas temperaturas mais altas, que apresentam uma maior consumo

energético. O comportamento da temperatura nos pontos de monitoramento


Conforme mostra a Figura 119, o comportamento da temperatura ficou

dentro do que se esperava. É possível identificar claramente as rampas e os

patamares em cada ponto de monitoramento, com exceção do ponto 00, que é o

ponto mais afastado. Neste ponto, só foi possível identificar uma equalização da

temperatura nos períodos onde a exposição a uma certa temperatura foi maior.

DBD



0

100

200

300

400

500

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336 360 384 408

Tempo (horas)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 04 P 03 P 02 P 01 P 00

Estágios 0 - 48 h 100 ºC 48 - 96 h 200 ºC 96 -144 h 300 ºC 144 - 240 h 400 ºC 240 - 360 h 500 ºC


A Tabela 40 apresenta as temperaturas máximas atingidas em cada ponto,

para cada estágio de temperatura.

Tabela 40 – Temperatura máxima atingida em cada ponto, para cada estágio – Ensaio

06.

100 200 300 400 500P 00 39,4 136,4 222,3 311,0 378,3P 01 42,2 143,2 246,3 323,3 410,3P 02 63,6 154,5 256,3 342,9 444,3P 03 70,2 165,4 264,4 349,6 452,2P 04 75,0 170,6 270,3 356,8 458,0

Pontos Estágios (ºC)

O objetivo deste ensaio foi alcançado, pois não houve a carbonização do

material nas proximidades do bastonete térmico conforme mostra a Figura 120.

Assim como no ensaio 05 foram coletadas amostras de solo para análise de

TPH.

DBD



Figura 120- Aspecto visual da superfície do solo – Ensaio 06.

Segundo Baker (2000), os custos para aplicação da técnica de dessorção

térmica variam entre 75 e 260 dólares por m³. Foi feita uma estimativa de custos

da aplicação do processo de dessorção térmica desenvolvido. Vale ressaltar que

os custos são referentes apenas ao consumo energético e de água. Estes custos

estão apresentados na Tabela 41.

Tabela 41 – Estimativa de custos para aplicação do processo de dessorção térmica.

kWh m³

0,36657 (1) 1,45 (2)

Ensaio 05 168,68 3,96

Ensaio 06 190,30 5,15

Ensaio 05Ensaio 06Ensaio 05Ensaio 06Ensaio 05Ensaio 06

(1) Light dezembro de 2004(2) CESAN dezembro de 2004(3) Cotação média do dolar em dezembro de 2004 (US$ 1,00 = R$ 2,715)

Consumo elétrico Consumo de águaItens

67,58

77,23

Custo total por m³ (R$)

1102,81

1260,28

Custo total por m³ (US$) (3)

406,19

464,19

UnidadePreço Unitário (R$)

Quantidade

Custo total (R$)

DBD



5.4.4 Ensaio 07 – Areia da Praia de Ipanema Contaminada

Um novo ensaio foi realizado com o objetivo de avaliar a eficiência do

processo de dessorção térmica em camadas diferentes de solos. As camadas

foram compostas pelo solo residual de Caxias e a areia da Praia de Ipanema,

porém somente a camada de areia da Praia de Ipanema foi contaminada com

óleo lubrificante usado. A Tabela 42 apresenta a caracterização geotécnica da

areia de Ipanema, bem como a curva de distribuição granulométrica é

apresentada pela Figura 121.

Tabela 42 – Caracterização geotécnica da areia da Praia de Ipanema.

Índice de vazios máximo emax 0,66Índice de vazios mínimo emim 0,48

Densidade do grãos Gs 2,66Peso específico do grãos γs (kN/m3) 26,6

Indíces Físicos ValorTeor de umidade ω (%) 0,1

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Diâmetro dos Grãos (mm)

Porc

enta

gem

que

Pas

sa (%

)

Composição: Pedregulho 0% Areia Grossa 1% Areia Média 74% Areia Fina 25% Silte 0% Argila 0%

D10 = 0,19 mmD30 = 0,42 mmD60 = 0,58 mmCC = 1,60CNU = 3,05

Figura 121 – Curva de distribuição granulométrica da areia da Praia de Ipanema.

Para contaminar a areia da Praia de Ipanema foram adicionados 2029,1 g

de óleo lubrificante usado. A Figura 122.a apresenta o aspecto visual da areia

antes da contaminação e a Figura 122.b depois da contaminação.

DBD



(a)

(b)

Figura 122 – Aspecto visual da areia da Praia de Ipanema (a) antes e (b) depois da

contaminação.

Os solos foram compactados em três camadas, obedecendo a seguinte

seqüência (vide Figura 123): uma camada inferior de 120 mm com o solo

residual de Caxias; uma camada central de 150 mm da areia da Praia de

Ipanema e uma camada superior de 120 mm com o solo residual de Caxias.

DBD



Figura 123 – Camadas de solo compactado – Ensaio 07.

As camadas de solo residual de Caxias foram compactadas seguindo o

mesmo procedimento já descrito. A camada de areia da Praia de Ipanema foi

compactada aplicando-se alguns golpes com o soquete de forma que ficasse

bem distribuída no tanque de tijolo refratário. A Tabela 43 apresenta os índices

médios obtidos da compactação dos solos.

Tabela 43 – Índices médios da compactação dos solos – Ensaio 07.

Solo Residual de Caxias Superior 35,51 13,20 92,51 0,998 95,75 -

Areia da Praia de Ipanema 42,15 - - - - 38659

Solo Residual de Caxias Inferior 35,58 13,50 94,19 0,963 99,45 -

Camadas w (%)

γd

(kN/m³)GC (%) e S

(%)C

(ppm)

Na última camada compactada, foram feito dois furos com um amostrador

de 1” até a camada de areia de Ipanema, na posição abaixo de onde ficam os

DBD



tubos de captação das emissões gasosas, conforme mostra a Figura 124. Estes

orifícios têm como objetivo deixar uma passagem livre para as emissões

gasosas geradas na camada de areia de Ipanema, visando minimizar a

contaminação da camada superior.

Figura 124 – Orifícios na camada superior para a passagem das emissões gasosas.

A programação da temperatura foi feita da mesma maneira que o ensaio

06, pois a aplicação de estágios de temperaturas mais prolongada contribuiu

para evitar a carbonização do material. A temperatura ambiente variou entre 22,1

e 25,8 ºC, já a temperatura na base do bastonete térmico permaneceu entre 22,5

e 26,5 ºC.

Acompanhando o avanço da temperatura no data logger, pode-se observar

que a temperatura registrada pelo termopar 02 e 03 aumentava de forma mais

acentuada, o que já era esperado, pois estes termopares estão localizados na

camada de areia de Ipanema. Conforme mencionado por Duarte (2004), solos

arenosos apresentam melhor condutividade térmica. Este fato levou a acionar

todos os equipamentos já com 24 horas de ensaio. O consumo energético deste

ensaio pode ser visto na Figura 125.

DBD



0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336 360 384

Tempo (h)

Con

sum

o (k

Wh)

Bastonete Térmicobomba/compressorOxidador TérmicoConsumo Total


O consumo energético foi semelhante ao do ensaio 06, pois seguiu a

mesma programação de temperatura. O comportamento da temperatura nos

pontos de monitoramento pode ser visto na Figura 126.

0

100

200

300

400

500

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336 360 384 408

Tempo (horas)

Tem

pera

tura

(ºC

)

P 04 P 03 P 02 P 01 P 00

Estágios 0 - 48 h 100 ºC 48 - 96 h 200 ºC 96 -144 h 300 ºC 144 - 240 h 400 ºC 240 - 360 h 500 ºC


DBD



Como já mencionado, os pontos 02 e 03, mesmo mais distantes do

bastonete térmico do que o ponto 04, apresentaram um crescimento maior da

temperatura, pois se encontram na camada de areia de Ipanema. Além de

melhores índices de compactação, a maior condutividade térmica da areia de

Ipanema pode também ter contribuído para que os demais pontos atingissem

temperaturas maiores do que o ensaio 06, conforme pode ser evidenciado na

Figura 126. A Tabela 44 apresenta as temperaturas máximas atingidas em cada

ponto, para cada estágio de temperatura.

Tabela 44 – Temperatura máxima atingida em cada ponto, para cada estágio – Ensaio

07.

100 200 300 400 500P 00 39,7 137,8 223,3 316,5 383,4P 01 56,3 159,3 262,1 339,7 438,4P 02 88,9 191,8 293,8 379,8 478,3P 03 85,5 188,3 287,4 372,5 472,5P 04 79,2 178,9 278,8 365,2 475,1

Pontos Estágios (ºC)

No final do ensaio a camada superior com o solo residual de Caxias

apresentava algumas fraturas como pode ser visto na Figura 127. As fraturas

apresentavam abertura entre 5 e 10 mm sendo que uma delas, a de maior

abertura, partiu o solo de um lado ao outro no sentido horizontal, conforme a

Figura 127.

O solo que ficou separado pela fratura apresentava ainda alguma umidade.

Caso algum termopar estivesse localizado nesta região, teria registrado

temperaturas bem menores do que as apresentadas pela Figura 127. Este fato

pode ter ocorrido em função da diferença de coeficiente de dilatação entre as

camadas de solo. Outro fato observado foi que as fraturas começavam a partir

dos furos feitos no solo.

Visualmente, a camada superior não apresentava nenhum material

carbonizado próximo ao poço do bastonete térmico, e sim pequenas partículas

na superfície da camada de solo. Embora esta camada de solo inicialmente não

havia sido contaminada, durante a subida das emissões gasosas, parte dos

contaminantes poderia carbonizar próximo ao bastonete térmico em função da

alta temperatura nesta região. O material carbonizado na superfície do solo

provavelmente foi transportado pelos vapores e ficou acumulado nesta região

próxima aos tubos de captação, como pode ser visto na Figura 127.

DBD



Figura 127 – Fraturas na camada superior.

A camada de areia da Praia de Ipanema apresentava um aspecto visual

aparentemente bom na parte superficial, conforme mostra a Figura 128. Porém,

principalmente nas partes inferiores, ocorreu à formação de uma fina camada,

cerca de 5 mm, de material carbonizado em torno do poço do bastonete térmico.

Isto pode ter ocorrido em função da maior concentração de óleo que percolou

para esta região em função das temperaturas mais elevadas. Como apresentado

pela Figura 126 à temperatura aumentou de forma mais rápida na camada de

areia de Ipanema, contribuindo também para a carbonização do material nesta

região.

Para evitar que ocorresse a carbonização do material nesta região, deveria

ter sido feita uma programação diferente do aumento da temperatura. Deveriam

ser aplicados estágios mais prolongados e incrementos menores de

temperatura.

DBD



Figura 128 – Aspecto visual da camada de areia de Praia de Ipanema.

Como há um espaço entre a parede do poço e o bastonete térmico, parte

do óleo desceu durante o ensaio, para a camada inferior do solo residual de

Caxias. Este fluxo de óleo também já havia ocorrido assim que o tubo de aço

galvanizado de 2” foi retirado após a compactação do solo. Estes fatos

contribuíram para a contaminação da camada inferior, porém ao final do ensaio,

esta camada apresentava o mesmo aspecto visual que solo apresentava ao final

do ensaio 06.

Como nos demais ensaios, amostras de solo de todas as camadas foram

retiradas para análises químicas.

DBD



5.4.5 Análises Químicas

Neste item serão apresentados os resultados das análises químicas

realizadas para avaliar a eficiência do processo de dessorção térmica.

Os voláteis desprendidos durante o processo de dessorção térmica foram

identificados através da cromatografia gasosa. Para esta análise foi feita uma

amostragem do carvão ativado, utilizado para absorver as substâncias presentes

nos voláteis, através da câmara de carvão ativado.

Conforme mostra a Figura 103, a câmara de carvão ativado é o ultimo

componente do sistema de tratamento das emissões gasosas, instalada após o

separador de líquidos. O fluxo de ar foi forçado através da câmara de carvão

ativado por uma bomba de vácuo instalada no final do sistema.

A amostragem foi iniciada quando a temperatura atingiu a 200 ºC, pois

para temperaturas inferiores a esta o grande volume de vapor d’água poderia

prejudicar a absorção. De acordo com a programação de cada ensaio, esta

temperatura foi atingida com 24 ou 48 horas de ensaio. A partir deste instante, o

conjunto câmara de carvão ativado e bomba de vácuo estiveram conectados ao

sistema de dessorção térmica até o fim do ensaio, seguindo a programação

diária conforme mostra a Tabela 38.

Ao fim de cada ensaio foi coletada uma amostra de carvão ativado. Após

análises no cromatógrafo, o resultado obtido foi semelhante ao encontrado por

Pires (2004). Os compostos adsorvidos ao carvão ativado eram basicamente

parafinas e olefinas na faixa de C5 a C7. Estes compostos são hidrocarbonetos

leves. A concentração dos compostos em cada ensaio é apresentado pela

Tabela 45.

Tabela 45 – Concentração dos compostos.

06 2,6907 1,43

Ensaio Concentração dos Compostos (% por grama de carvão ativado)

05 2,62

Segundo UNICAMP (2004) a análise química por fluorescência de raio-X é

adequada para análise de elementos maiores e menores, metálicos ou não

metálicos, em amostras sólidas e líquidas. Embora tenha sido coletada amostra

nos três ensaios, somente as amostras do ensaio 05 foram submetidas às

DBD



análises de fluorescência de raio-X. A Tabela 46 apresenta os resultados de

fluorescência de raio-X nas amostras de solo coletadas no ensaio 05.

Tabela 46 – Fluorescência de raio-X – Ensaio 05.

0,042

0,5640,4320,1320,060

SiO2

Fe2O3

K2OTiO2

ZrO2

SMnO

40,8948,023

CaO 0,025CH 0,010

Óxido %Al2O3 49,818

Conforme atesta a Tabela 35, através da espectrometria por absorção

atômica, foi identificado o traço de alguns metais refratários no óleo lubrificante

usado. Estes metais refratários não foram identificados nas análises de

fluorescência de raio-X. Para verificar se alguns desses metais ficaram retidos

no solo, as amostras coletadas no ensaio 05 foram submetidas à análise de

espectrometria por absorção atômica. A Tabela 47 apresenta os resultados de

espectrometria por absorção atômica nas amostras de solo coletadas no ensaio

05.

Tabela 47 – Espectrometria por absorção atômica – Ensaio 05.

Solo CETESB (1) Norma Holandesa (2)

Ni 45 300 210Cr 20 1000 380

(2) Valores de intervenção para solos na Holanda (Kolesnikovas et al 2000)

MetalConcentração (ppm)

(1) Valores de intervenção para solos em áreas industriais segundo a CETESB (2001)

Conforme atesta a Tabela 47 apenas dois elementos foram encontrados

no solo e mesmo assim em concentrações insignificantes em relação aos

valores permitidos pela CETESB e a norma holandesa. Estes valores foram

encontrados após várias passagens no espectrômetro, pois inicialmente nada foi

encontrado.

DBD



Quanto ao líquido coletado, as análises utilizadas não foram adequadas

para se identificar todos os compostos presentes. Análises de fluorescência de

raio-X identificaram a presença de elementos semelhantes aos encontrados no

solo. Provavelmente as partículas mais finas do solo foram transportadas pelos

vapores d’água, dando inclusive a coloração que o líquido apresentava. Através

das análises de cromatografia gasosa foi constatodo que não havia a presença

de hidrocarbonetos de petróleo.

A última análise química realizada foi à determinação do TPH. Em todos

ensaios foram coletadas amostras de diferentes pontos no solo. A Tabela 48

apresenta os resultados obtidos.

Tabela 48 – Análises de TPH.

5 - 10 10 - 15 15 - 20Superior 4217 453 485Central 3950 402 452Inferior 2995 313 395

Superior 1560 795 385Central 925 526 215Inferior 328 407 283

Superior 101 73 62Central 3253 509 354Inferior 1213 105 192

Concentração (ppm)Camada Raio (cm)

05

06

Ensaio

07

Conforme mostra a Tabela 48, todos os valores determinados estão abaixo

do limite de intervenção recomendado pela norma holandesa de 5.000 ppm

(CETESB, 2001). No raio de 5 a 10 cm verificaram-se os valores mais altos

principalmente no ensaio 05 onde houve uma formação de coque na região

próxima ao bastonete térmico.

DBD


6 Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros

Neste último capítulo são apresentadas as conclusões e as sugestões para

os trabalhos futuros que darão seqüência a esta linha de pesquisa. O objetivo

principal deste trabalho foi desenvolver e avaliar a eficiência do bastonete

térmico no processo de dessorção térmica para remediação de solos

contaminados por hidrocarbonetos.

6.1 Conclusões

Como era esperado, em função dos trabalhos já realizados, a dessorção

térmica in situ demonstrou ser rápida e eficaz no tratamento de materiais

contaminados por hidrocarbonetos de petróleo. O bastonete térmico

desenvolvido demonstrou ser capaz de aquecer o solo a temperaturas

desejáveis para o sucesso da técnica de dessorção térmica. O bastonete térmico

demonstrou também ser um equipamento modular capaz de aquecer o solo a

qualquer profundidade. Sua construção apresentou um baixo custo além de um

consumo energético menor em relação a equipamentos com potência similar.

Em relação à distribuição da temperatura no solo, o fluxo de calor

apresentou um comportamento radial sendo possível determinar faixas radiais

de temperatura em torno do bastonete térmico. Apesar da baixa condutividade

térmica do solo residual de Caxias foi possível obter temperaturas em torno de

370 ºC a 50 cm do centro do bastonete térmico. Segundo Portes (2002), a

dessorção térmica pode reduzir substancialmente a contaminação do material

quando submetidos a temperaturas acima de 300 ºC.

Para o solo residual de Caxias, através de parâmetros obtidos nos

ensaios, foi possível atingir temperaturas maiores do que 300 ºC após um

período de 10 dias. Para este mesmo solo, em uma eventual aplicação em

campo, recomenda-se um espaçamento entre os bastonetes térmicos de 1,00 m

para que se possam atingir temperaturas maiores do que 300 ºC. Este

espaçamento poderá ser de 1,50 m caso o ensaio tenha uma duração de 20

dias.

DBD


Capítulo 6 - Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros 188

A maior duração do ensaio demonstrou ser economicamente mais viável,

pois permite um maior espaçamento entre os bastonetes térmicos,

conseqüentemente um número menor de equipamento cobrindo a mesma área,

além do consumo energético que proporcionalmente demonstrou ser menor.

Os resultados obtidos nas análises de fluxo de calor criaram uma

expectativa de sucesso nos ensaios com solos contaminados, o que foi

realmente comprovado após a realização dos ensaios. O controle do avanço da

temperatura é indispensável, pois mesmo que haja uma aeração no solo se a

temperatura subir rapidamente poderá provocar o coqueamento do material nas

áreas mais próximas ao bastonete térmico.

O sistema de tratamento das emissões gasosas desenvolvido apresentou

também resultados satisfatórios, pois todas as emissões foram conduzidas e

tratadas adequadamente. O produto final na saída do sistema de tratamento era

composto basicamente por um líquido, coletado no separador de líquidos, e

oleofinas e parafinas que foram encontradas através das análises de

cromatografia gasosa no filtro de carvão ativado.

Não foi possível determinar todos os compostos presentes no líquido,

somente foi constatado, através das análises de cromatografia gasosa, que não

havia a presença de hidrocarbonetos de petróleo. As análises de espectrometria

por absorção atômica detectaram a presença de alguns metais refratários após a

realização dos ensaios, porém, em concentrações quase que nulas. Estes

metais são provenientes do contaminante utilizado na pesquisa que é o óleo

lubrificante usado. Por fim, as análises de TPH determinaram que os valores

encontrados estão abaixo dos limites estabelecidos pela lista holandesa.

6.2 Sugestões para Trabalhos Futuros

Quanto à análise de fluxo de calor, recomenda-se à realização de mais

ensaios com o bastonete térmico de preferência por períodos de 30 dias ou

mais. Desta maneira, será possível determinar parâmetros de forma mais

precisa e mais próximo da realidade.

Para ensaios em laboratório, recomenda-se um melhor controle da

compactação, de forma que o grau de compactação não diminua à medida que

se aumenta o número de camadas compactadas. O ideal será realizar este

ensaio no campo, pois determinará parâmetros de acordo com as condições

naturais do solo.

DBD


Capítulo 6 - Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros 189

Para melhorar a aeração do solo, recomenda-se a utilização de

compressores de ar de maior pressão/vácuo, de forma que o ar penetre a um

raio maior no solo e facilite a subida das emissões gasosas para o oxidador

térmico. Porém, deve-se ter cuidado para que não haja a formação de fissuras

no solo.

Quanto à amostragem na câmara de carvão ativado, recomenda-se que

seja feita várias vezes durante o ensaio, pois desta maneira determinará o

término do ensaio em função da redução gradativa dos voláteis no carvão

ativado.

Deve-se fazer uma análise mais específica do líquido coletado, para que

se determine todo os seus compostos e assim análise se é possível lançá-lo no

meio ambiente sem passar por um tratamento.

Por fim, recomenda-se uma análise dos micro-organismos presentes no

solo, antes e após o ensaio, para que se conheça o efeito das altas temperaturas

na microbiota.

DBD


7 Referências Bibliográficas

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Anexos

Anexo 1 Cromatografia Gasosa

Várias técnicas são propostas com o objetivo de determinar a

concentração dos compostos orgânicos presentes em diferentes matrizes. A

exemplo disto, a cromatografia gasosa tem sido uma técnica bastante utilizada

nos últimos anos devido às várias vantagens que possui. Entre as principais

vantagens, destaca-se o seu excelente poder de resolução, tornando possível,

muitas vezes, a análise de diversas substâncias em uma amostra. Também é

uma técnica excelente para a quantificação de compostos em concentrações

que variam de picogramas a miligramas.

A análise quantitativa por cromatografia gasosa de compostos

organoclorados voláteis, em amostras brutas como água e solo requer, muitas

vezes, procedimentos de pré-concentração e separação para evitar

interferências provenientes da complexidade das matrizes UNICAMP (2004).

Para amostras sólidas, principalmente solos, estes compostos podem ser

facilmente extraídos utilizando-se um sistema de extração Soxhlet, com um

solvente ou uma mistura de solventes capaz de solubilizar os compostos

orgânicos em estudo UNICAMP (2004).

As principais características de um cromatógrafo a gás são as seguintes: o

gás de arraste (fase móvel), sob alta pressão, leva as substâncias presentes na

amostra para fora da coluna e separadas, as substancias presentes nas

amostras são detectadas. O gás de arraste, quando passa pelo detector, gera

uma linha de base e, uma amostra, ao ser eluída, gera uma alteração da linha de

base, cuja área é proporcional a sua concentração.

Existem vários detectores utilizados comercialmente, dentre eles, os mais

comuns são: detector por condutividade térmica, detector por ionização em

chama, detector de captura de elétrons e detector termiônico. Os gases mais

utilizados como fases móveis são o nitrogênio, hélio, hidrogênio e argônio. A

injeção da amostra é feita utilizando-se micro-seringas, através de um septo de

silicone e/ou teflon.

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Anexos 196

Anexo 2 Espectrometria por Absorção Atômica

Os efeitos nocivos causados por metais pesados em sistemas biológicos

desencadearam, nas décadas de 70 e 80, uma busca incessante para o

desenvolvimento de procedimentos analíticos mais sensíveis (Tsalev &

Zaprianov, 1984). Assim, técnicas analíticas como a Espectrometria de Absorção

Atômica com Chama (FAAS), a Espectrometria de Absorção Atômica com

Atomização Eletrotérmica (ETAAS) e a Espectrometria de Emissão Óptica com

Plasma Individualmente Acoplado (ICPOES) são adequadas para a

determinação de traços de metais pesados em matrizes diversas, ocupando uma

posição de destaque frente a outras técnicas analíticas (Hershey & Keliher,

1989-90).

A espectrometria de absorção atômica, AAS, foi apresentada à

comunidade científica em 1955, por Walsh, que demonstrou que os íons

metálicos podiam ser reduzidos em uma chama e que a concentração desses

íons seria determinada pela absorção da luz monocromática incidente (Walsh,

1955). Quase todos os elementos metálicos podem ser determinados

empregando-se a AAS, a baixos níveis de concentrações. No entanto, elementos

como antimônio, arsênio, bismuto, selênio, germânio e telúrio são difíceis de se

determinar pela nebulização direta da solução em uma chama de ar-acetileno ou

hidrogênio-argônio (Hershey & Keliher, 1989-90). Outro problema relacionado a

estes metais é que as linhas de ressonância estão na região espectral do

ultravioleta distante (190 a 230 nm), onde a absorção de fundo proveniente dos

gases da chama é grande, e o emprego de chamas com outras composições

gasosas podem resultar no aumento de interferências causadas por uma

incompleta dissociação dos átomos na chama e absorção molecular da espécie

(Hershey & Keliher, 1989-90).

A década de 1960 foi uma fase de expansão muito rápida de análise

elementar por espectrometria de absorção atômica (AAS), assim, logo surgiram

metodologias que foram aplicadas na determinação de elementos traço em

amostras de óleo combustível e lubrificante.

Grande parte das metodologias descritas na literatura usa a chama como

atomizador (FAAS) o que permite determinações com sensibilidade na faixa de

concentração de mg/l na amostra, fazendo-se necessário, em muitos casos, o

uso de etapas de pré-concentração que, por sua vez, aumentam a complexidade

do procedimento analítico (Blasco, Cirugeda & Carreño, 1985). Como as

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Anexos 197

temperaturas máximas na chama, mesmo com a mistura de óxido nitroso-

acetileno, alcançam em torno de 2600 ºC, o desempenho dessas metodologias

para os elementos químicos refratários é insatisfatório (Blasco, Cirugeda &

Carreño, 1985).

A diluição direta das amostras em solventes orgânicos e calibração com

padrões organometálicos é o procedimento padrão para FAAS. No caso dos

óleos lubrificantes usados, alguns trabalhos recomendam a decomposição ácida

total ou parcial das amostras e posterior diluição em água ou solvente orgânico

apropriado.

O uso de atomizadores eletrotérmicos (ET), na espectrometria de absorção

atômica tem tido maior atratividade no caso das amostras de derivados de

petróleo. Esses atomizadores são compatíveis com uma grande variedade de

solventes, aceitam amostras com alta carga orgânica e aquelas de maior

viscosidade. O processo de aquecimento em etapas (programa de temperatura)

ajuda a eliminar seletivamente componentes da matriz, minimizando

interferências e facilitando o procedimento de calibração. A maturidade das

técnicas de atomização eletrotérmica, culminando com o conceito SPTF

(Stabilized Platform Temperature Furnace) e obtenção de altas densidades

atômicas de analito melhoram muito a sensibilidade da técnica (Ingle & Crouch,

1988). O conceito de SPTF une um conjunto de práticas tais como atomização

em plataformas feitas de grafite pirolítica, programas de temperatura

cuidadosamente otimizados, modificadores químicos, correção de sinal de fundo

por efeito Zeeman, além de outras, visando máximo desempenho analítico.

Anexo 3 Fluorescência de Raio-X

A fluorescência de raio-X (FRX) pode ser classificada como uma técnica

de emissão atômica, fundamentada no efeito fotoelétrico. Quando um átomo é

submetido a um processo de irradiação utilizando-se uma fonte de raios-X (tubo

de ródio, indução por partícula, radioisótopos naturais, luz síncroton, etc), um

elétron pode ser ejetado das camadas eletrônicas mais internas. Para

estabilização desta forma excitada instável, elétrons das camadas eletrônicas

mais externas são rapidamente promovidos para as vacâncias geradas,

liberando a diferença de energia existente entre os dois níveis de energia

envolvidos.

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Anexos 198

Como este processo envolve níveis de energia que são características de

cada elemento, a radiação emitida para cada transição é também característica.

Desta maneira, a energia ou comprimento de onda da radiação emitida pode ser

diretamente utilizada na identificação da espécie em questão. Por outro lado,

como a intensidade da radiação emitida é diretamente proporcional à

concentração da espécie, a técnica também fornece informações que podem ser

utilizadas com fins quantitativos (Jenkins & De Vries, 1970).

A técnica de FRX apresenta uma ampla variedade de espectrômetros, que

se diferenciam pelo modo de excitação ou pela configuração (geometria) do

equipamento.

Os espectrômetros de comprimento de onda dispersivo (WDXEF) podem

ser um instrumento monocanal constituído por um cristal e um detector que são

usados para a medida seqüencial de vários comprimentos de onda, ou

multicanal que apresenta um conjunto de cristais e detectores usados nas

medidas simultâneas (Jenkins, 1988).

Segundo Jenkins (1988), uma das grandes vantagens associadas à

utilização de instrumentos de WDXEF está representada pela quase ausência de

interferências espectrais. Isto é possível, graças à utilização de diferentes

detectores, filtros que possibilitam eliminar as interferências entre as linhas

características da fonte e o sinal de emissão do elemento de interesse, bem

como a escolha correta do cristal analisador que permite separar e selecionar

uma região especifica e muito estreita do espectro de emissão de raios-X.

A maioria dos espectrômetros de energia dispersiva (EDXRF) possui

instrumentos multicanal e consiste somente de duas unidades básicas: a fonte

de excitação e o sistema de detecção. Geralmente a detecção é feita por um

detector semicondutor de Si(Li) que atua como agente de dispersão (Jenkins,

1988).

A análise quantitativa por EDXRF apresenta baixa resolução (que causa

alargamento dos picos e assim maiores problemas de sobreposição espectral) e

menor sensibilidade que as análises realizadas por WDXRF. No entanto, ela é

extremamente vantajosa no requisito tempo. Tendo em vista estas

características, ela é recomendável para rápidas análises exploratórias ou

análises quantitativas repetitivas de sistemas bem conhecidos (Jenkins, 1988).

Apesar de todas as características favoráveis mencionadas anteriormente,

e as diversas opções de equipamentos para a análise por FRX, é possível

constatar que esta técnica em rotinas de análise química deveria ter

experimentado um crescimento muito mais significativo do que é possível

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Anexos 199

verificar na literatura recente (Onaga, 1996). A técnica oferece vantagens em

relação a outras técnicas espectroscópicas, especialmente naqueles casos em

que, em função das características físicas da amostra (ex: sólido ou líquido muito

viscoso), as técnicas concorrentes precisam de muitas operações preliminares

de abertura ou tratamento.

Além disso, em situações em que se pretende analisar uma amostra

totalmente desconhecida, a técnica de FRX também se mostra mais vantajosa,

principalmente em função de permitir uma rápida avaliação qualitativa dos

constituintes da matriz.

Anexo 4 TPH

O termo TPH é usado freqüentemente para descrever a concentração de

hidrocarbonetos totais em amostras ambientais. Todavia, TPH é uma

designação não muito adequada porque define como sendo do petróleo ou

derivados, todos os hidrocarbonetos presentes na amostra. Os métodos para a

determinação deste parâmetro, não distinguem entre os hidrocarbonetos aqueles

que são do petróleo e nem aqueles que são naturais ou de outras fontes

antropogênicas (combustão de combustíveis fósseis). Nesse caso, segundo TPH

Criteria Working Group (1998), TCH é uma descrição mais exata, pois significa

Conteúdo Total de Hidrocarbonetos, e deveria ser usado em vez de TPH.

Há uma variedade de métodos de determinação de TPH. Métodos

diferentes dão freqüentemente resultados diferentes porque são destinados a

extrair e medir frações diferentes de hidrocarbonetos de petróleo (TPH Criteria

Working Group, 1998). As técnicas freqüentemente usadas incluem a

cromatografia gasosa (CG) com detector de ionização em chama, infravermelho

(IR), imunoensaio e gravimetria.

O método que utiliza cromatografia gasosa é, atualmente, o mais usado

para a determinação de TPH, porque além do alto grau de sensibilidade e

seletividade, ele pode ser usado para a identificação individual dos

hidrocarbonetos (TPH Criteria Working Group, 1998).

O método que utiliza a gravimetria baseia-se na pesagem de amostra após

a extração do analito e evaporação do solvente. Esta quantidade é chamada

TPH e relatada em percentagem do peso seco da amostra total do solo. Alguns

métodos gravimétricos incluem uma etapa de cleanup (limpeza da amostra) para

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Anexos 200

remover a fração de hidrocarbonetos biogênicos, aqueles que não são

considerados provenientes de petróleo.

Os métodos de imunoensaios correlacionam TPH com a resposta das

substâncias que reagem especificamente com o petróleo. Existem kits utilizando

diferentes reagentes baseados na metodologia de imunoensaio disponíveis para

a determinação rápida de TPH. Os kits são sistemas portáteis projetados para

conduzir o trabalho analítico no campo e inclui componentes para a preparação

da amostra, instrumentação para leitura e obtenção de resultados.

A determinação de TPH por IR baseia-se na medida da absorbância da

ligação C-H, dos hidrocarbonetos presentes na amostra. As ligações C-H dos

hidrocarbonetos alifáticos absorvem energia num comprimento de onda

específico, a intensidade de absorção é proporcional à quantidade de moléculas

de hidrocarbonetos numa amostra. Isto pode ser diretamente convertido à

quantidade total de óleo na amostra original se a razão do solvente com o óleo

for cuidadosamente controlada, através de uma calibração.

Assim, em todos os métodos de determinação de TPH na região do IR, a

quantificação é realizada comparando a absorbância da ligação C-H de uma

determinada amostra com as absorbâncias de padrões de concentrações

conhecidas através de uma curva de calibração. Conseqüentemente, é

importante usar um padrão de calibração de natureza o mais similar possível da

amostra a ser analisada.

No presente estudo, para a determinação do TPH, foi utilizado o analisador

Infracal TOG/TPH, visto na Figura 129, que mede a radiação absorvida por um

extrato de uma amostra em dois comprimentos de onda, um em que é

fortemente absorvido por hidrocarbonetos presentes no extrato (o comprimento

de onda analítico) e outro no qual o extrato apresenta baixa absorção (o

comprimento de onda de referência).

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Anexos 201

Figura 129 – Equipamento de medição de TPH – TOG/TPH Analyzer.

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