1- Um gerador de gerador de vapor do tipo aquatubular, composto de superaquecedor, economizador e pré-aquecedor, utiliza biomassa (bagaço de cana) como combustível, conforme apresentado na tabela 1 . Considerando que caldeira opera com 40 \% de excesso de ar; vazão de vapor de 60 toneladas por hora; pressão e temperatura de operação de 60 bares e 500^{\circ} \mathrm{C}, respectivamente; temperatura de entrada da água na caldeira de 120^{\circ} \mathrm{C}; temperatura dos gases de combustão de 250^{\circ} \mathrm{C}, e eficiência pelo método direto de 85 \%, determine:
a) O consumo de combustível e a eficiência pelo método indireto.
b) Determinar a temperatura de orvalho dos gases de combustão admitindo que a pressão na saída da caldeira, entrada da chaminé, é de 96 kPa .
c) Analisar os resultados obtidos.
Tipo de biomassa Umidade (%) C H O N S A
1 Pinus 15 49,25 5,99 44,36 0,06 0,03 0,3
2 Eucalipto 30 49,00 5,87 43,97 0,03 0,01 0,72
3 Cascas de arroz 20 40,96 4,3 35,86 0,4 0,02 18,34
4 Bagaço de cana 35 44,8 5,35 39,55 0,38 0,01 9,79
A = teor de cinzas

Passo 1

Vou organizar claramente o que o enunciado dá e o que pede (peguei os dados do enunciado e da tabela, especificamente a linha do bagaço de cana).
Dados do enunciado (valores numéricos que vamos usar):
  • Vazão de vapor: \, \dot m_{v}=60\\ \text{t/h}=60000\\ \text{kg/h}.
  • Pressão e temperatura do vapor: \, p=60\\ \text{bar},\\ T=500^\circ\text{C}.
  • Temperatura de entrada da água (alimentação): \, T_{\text{agua}}=120^\circ\text{C}.
  • Temperatura dos gases de combustão na saída da caldeira: \, T_g=250^\circ\text{C}.
  • Excesso de ar: \, 40\% (ou seja, razão ar/teórico \lambda=1{,}40).
  • Pressão na saída da caldeira (entrada da chaminé): \, P_{ch}=96\\ \text{kPa}.
  • Eficiência pelo método direto (informada): \, \eta_{\text{direto}}=85\%.
Dados do combustível (bagaço de cana — linha 4 da tabela; estes valores estão no enunciado):
  • Umidade (base úmida): \, M=35\%.
  • Carbono: \, C=44{,}8\% (presumivelmente em base seca).
  • Hidrogénio: \, H=5{,}35\% (base seca).
  • Oxigénio: \, O=39{,}55\% (base seca).
  • Nitrogénio: \, N=0{,}38\% (base seca).
  • Enxofre: \, S=0{,}01\% (base seca).
  • Cinzas: \, A=9{,}79\% (base seca).
O enunciado pede:
a) Consumo de combustível e eficiência pelo método indireto.
b) Temperatura de orvalho (dew point) dos gases de combustão admitindo pressão na chaminé \,96\\ \text{kPa}.
c) Analisar os resultados obtidos.
Vou resolver passo a passo, explicando as fórmulas e conceitos para que você consiga repetir na prova.

Passo 2

Estimativa do poder calorífico do bagaço (primeiro precisamos do poder calorífico para calcular consumo).
  1. Cálculo do poder calorífico superior (PCI ou HHV) aproximado por fórmula de Dulong (fórmula empírica muito usada quando se tem análise elementar). A fórmula que vou usar (coeficientes para porcentagens em massa) é:
\text{HHV (MJ/kg)} = 0{,}3383\,C + 1{,}442\,(H - \tfrac{O}{8}) + 0{,}0942\,S,
onde C,H,O,S estão em porcentagem em massa (por exemplo C=44{,}8). Esta fórmula combina energia teórica liberada por C e H e desconta o oxigénio da própria amostra.
Aplicando aos valores do bagaço:
H-\tfrac{O}{8}=5{,}35 - \tfrac{39{,}55}{8}=5{,}35-4{,}94375=0{,}40625.
\text{HHV} = 0{,}3383\cdot 44{,}8 + 1{,}442\cdot 0{,}40625 + 0{,}0942\cdot 0{,}01.
Calculemos cada termo:
0{,}3383\cdot 44{,}8 \approx 15{,}1558\\ \text{MJ/kg},
1{,}442\cdot 0{,}40625 \approx 0{,}5850\\ \text{MJ/kg},
0{,}0942\cdot 0{,}01 \approx 0{,}00094\\ \text{MJ/kg}.
Somando:
\text{HHV} \approx 15{,}1558+0{,}5850+0{,}00094 \approx 15{,}7418\\ \text{MJ/kg}.
  1. Cálculo do poder calorífico inferior (PCI ou LHV). O LHV deduz a energia usada para vaporizar a água formada pela combustão do hidrogénio e a água já presente no combustível (umidade). A expressão empírica que vamos usar é:
\text{LHV (MJ/kg)} = \text{HHV} - 2{,}442\cdot\frac{9H + M}{100},
onde H e M estão em \%. O factor 2{,}442\\ \text{MJ/kg} é a entalpia de vaporização da água (aprox.) usada na conversão HHV→LHV, e o termo 9H vem do fato químico de que 1 g de H gera 9 g de água.
Para o bagaço:
9H + M = 9\cdot 5{,}35 + 35 = 48{,}15 + 35 = 83{,}15\\ (\%).
\text{correção} = 2{,}442\cdot \frac{83{,}15}{100} = 2{,}442\cdot 0{,}8315 \approx 2{,}02995\\ \text{MJ/kg}.çã
Portanto
\text{LHV} \approx 15{,}7418 - 2{,}02995 = 13{,}7118\\ \text{MJ/kg}.
Resumo até aqui:
  • \text{HHV}\approx 15{,}742\\ \text{MJ/kg}.
  • \text{LHV}\approx 13{,}712\\ \text{MJ/kg}.
Explanação curta: usamos LHV porque as eficiências de caldeira e os consumos práticos costumam comparar com o poder calorífico inferior (energia realmente disponível para aquecer, sem contar o calor “recuperável” pela condensação do vapor formado).

Passo 3

Determinar a energia útil necessária (potência térmica que deve ser fornecida ao vapor) e, em seguida, o consumo de combustível usando a eficiência direta dada.
  1. Energia útil por kg de vapor (diferença de entalpias).
  • Para o vapor de saída 60\\ \text{bar}, 500^\circ\text{C} consultam-se tabelas de vapor (tabelas de vapor/superaquecido). O valor de entalpia do vapor superaquecido depende de tabelas; vou usar um valor típico/tabela: entalpia do vapor a (60\\ \text{bar},500^\circ\text{C}) aproximadamente
h_{g}\approx 3476\\ \text{kJ/kg}.
(Em prova: pegue essa entalpia nas tabelas de vapor superaqueçido.)
  • Para a água de alimentação a \,120^\circ\text{C} (pressionada), podemos tomar a entalpia aproximada do líquido saturado a 120^\circ\text{C} (hf a 120°C):
h_{f}(120^\circ\text{C})\approx 504{,}7\\ \text{kJ/kg}.
(Em prova: usar a tabela de água saturada para hf(120°C).)
  1. Assim, ganho de entalpia por kg de vapor produzido:
\Delta h = h_{g} - h_{f}(120^\circ\text{C}) \approx 3476 - 504{,}7 = 2971{,}3\\ \text{kJ/kg} = 2{,}9713\\ \text{MJ/kg}.
  1. Potência térmica útil para \dot m_v=60000\\ \text{kg/h}:
\dot Q_{\text{útil}} = \dot m_v \,\Delta h = 60000\cdot 2{,}9713 = 178278\\ \text{MJ/h}.ú
  1. Consumo de combustível usando a eficiência direta ( \eta_{\text{direto}}=0{,}85):
    Energia de combustível necessária por hora (base LHV):
\dot Q_{\text{comb}} = \frac{\dot Q_{\text{útil}}}{\eta_{\text{direto}}} = \frac{178278}{0{,}85} = 209742{,}35\\ \text{MJ/h}.ú
Massa de combustível (em kg/h):
\dot m_{\text{comb}} = \frac{\dot Q_{\text{comb}}}{\text{LHV}} = \frac{209742{,}35}{13{,}7118} \approx 15299\\ \text{kg/h}.
Convertendo para toneladas por hora:
\dot m_{\text{comb}} \approx 15{,}30\\ \text{t/h}.
Portanto o consumo calculado a partir da eficiência direta informada é aproximadamente \,15{,}30\\ \text{t/h} de bagaço (base úmida).

Passo 4

Agora calculamos a eficiência pelo método indireto. Explico o que é e como vamos proceder.
Conceito: a eficiência indireta (ou por perdas) é
\eta_{\text{indireto}} = 1 - \sum \text{(perdas relativas à energia do combustível)}.àí
As perdas típicas em caldeira são:
  • perda (A): calor sensível levado pelos gases da combustão (perda na chaminé, ou stack loss sensible);
  • perda (B): calor contido nas cinzas e partículas (aquecimento das cinzas);
  • perda (C): calor no combustível não queimado (carbono não queimado, inclusive nos resíduos);
  • perda (D): perda por radiação/convecção (fuga do casco);
  • perda (E): perdas por purga do sistema (blowdown), etc.
Vamos calcular as perdas principais (A e B) de forma detalhada e assumir valores razoáveis para as pequenas perdas (C–E). Sempre expliquei como obter cada termos para que dê pra aplicar na prova.
  1. Determinação da composição e massa dos gases de combustão por kg de combustível (base úmida).
    Primeiro, trabalhar por 1 kg de combustível “como recebido” (com 35% de água). A tabela de composição está em base seca, então multiplicamos pelas frações de massa seca:
  • Fração seca do combustível: f_{\text{seca}}=1 - M = 1 - 0{,}35 = 0{,}65.
  • Massas de elementos por kg combustível (as-recebido):
    • m_C = 0{,}65\cdot \dfrac{44{,}8}{100} = 0{,}2912\\ \text{kg}.
    • m_H = 0{,}65\cdot \dfrac{5{,}35}{100} = 0{,}03478\\ \text{kg}.
    • m_O = 0{,}65\cdot \dfrac{39{,}55}{100} = 0{,}257075\\ \text{kg}.
    • m_S é muito pequeno, aproximamos m_S\approx 0{,}65\cdot 0{,}0001 \approx 0{,}000065\\ \text{kg}.
    • Cinzas por kg combust.: m_{\text{ash}} = 0{,}65\cdot \dfrac{9{,}79}{100} = 0{,}063635\\ \text{kg}.
  1. Oxigénio estequiométrico requerido (massa de O2 teoricamente necessária por kg combust.):
    Para 1 kg de combustível (base úmida) a quantidade de O2 teórica (por massa de elementos) é dada por:
\text{O}_2^{\text{req}} = \left(\frac{32}{12}m_C + 8\,m_H + 1\,m_S - m_O\right)
(todas as massas em g ou kg consistentes — aqui em kg). Aplicando:
\text{O}_2^{\text{req}} = \frac{32}{12}\cdot 0{,}2912 + 8\cdot 0{,}03478 + 0{,}000065 - 0{,}257075.
Calculemos termo a termo:
\frac{32}{12}\cdot 0{,}2912 = 2{,}6667\cdot 0{,}2912 \approx 0{,}7765\\ \text{kg},
8\cdot 0{,}03478 \approx 0{,}2782\\ \text{kg},
\text{S-term}=0{,}000065\\ \text{kg},
\text{subtrair } m_O = 0{,}257075\\ \text{kg}.
Somando:
\text{O}_2^{\text{req}} \approx 0{,}7765 + 0{,}2782 + 0{,}000065 - 0{,}257075 \approx 0{,}7977\\ \text{kg O}_2/\text{kg combustível}.í
(isto é aproximadamente o cálculo feito no passo anterior por outro caminho; pequeno arredondamento).
  1. Ar teórico e ar real fornecido:
  • Fração de O2 no ar (massa) \approx 0{,}232.
  • Ar teórico por kg combust.: m_{ar,teor}= \dfrac{0{,}7977}{0{,}232}\approx 3{,}436\\ \text{kg ar/kg combustível}.í
  • Com 40% excesso ( \lambda=1{,}4) o ar real:
m_{ar}=1{,}4\cdot 3{,}436 \approx 4{,}810\\ \text{kg ar/kg combustível}.í
  1. Produtos da combustão (massa por kg combustível):
  • \text{CO}_2 formado: m_{CO_2} = m_C\cdot \dfrac{44}{12} = 0{,}2912\cdot 3{,}6667\approx 1{,}0674\\ \text{kg}.
  • \text{H}_2\text{O} formado por combustão do H: m_{H_2O,\text{form}}=9\cdot m_H = 9\cdot 0{,}03478 = 0{,}3130\\ \text{kg}.
  • Mais a água presente no combustível =0{,}35\\ \text{kg}. Assim água total nos gases:
m_{H_2O,\text{total}} = 0{,}3130 + 0{,}35 = 0{,}6630\\ \text{kg}.
  • Azoto que vem do ar: fração de N2 por massa do ar \approx 0{,}755. Assim
m_{N_2} = 0{,}755\cdot m_{ar} = 0{,}755\cdot 4{,}810 \approx 3{,}631\\ \text{kg}.
  • Oxigénio residual (excesso) nos gases:
m_{O_2,\text{excess}} = 0{,}232\cdot m_{ar} - \text{O}_2^{\text{req}} \approx 1{,}116 - 0{,}7977 \approx 0{,}3183\\ \text{kg}.
  • Argônio: m_{Ar}=0{,}013\cdot m_{ar} \approx 0{,}013\cdot 4{,}810 \approx 0{,}0625\\ \text{kg}.
  1. Massa total de gases (fase gasosa) por kg combustível:
m_{g} = m_{CO_2} + m_{H_2O,\text{total}} + m_{N_2} + m_{O_2,\text{excess}} + m_{Ar}.
Numericamente:
m_{g} \approx 1{,}0674 + 0{,}6630 + 3{,}631 + 0{,}3183 + 0{,}0625 \approx 5{,}742\\ \text{kg gás/kg combustível}.áí
Isto já é útil para calcular a perda por sensível na chaminé.

Passo 5

Cálculo da perda sensível nos gases (perda na chaminé) — a perda mais importante no método indireto.
  1. Fórmula:
\text{Perda}_{\text{gases}} = m_{g}\cdot c_{p,\text{gases}}\cdot (T_g - T_{\text{ref}}),
onde T_{\text{ref}} é a temperatura de referência para a avaliação das perdas (normalmente 25^\circ\text{C} ou 20^\circ\text{C}; uso aqui 25^\circ\text{C} = 25^\circ por ser padrão prático).
  1. Estimativa do calor específico médio dos gases de combustão a 250^\circ\text{C}.
  • O fluido é mistura de \text{N}_2, \text{O}_2, \text{CO}_2, \text{H}_2\text{O} a alta temperatura. Valores típicos usados em engenharia para Cp médio a essas temperaturas ficam entre 1{,}0 e 1{,}2\\ \text{kJ/kgK}. Vou usar
c_{p,\text{gases}} \approx 1{,}15\\ \text{kJ/(kg\(\,\)K)}.
(Em prova: se tiver tabelas de Cp por componente, faça média molar.)
  1. Delta T:
\Delta T = T_g - T_{\text{ref}} = 250^\circ\text{C} - 25^\circ\text{C} = 225\\ \text{K}.
  1. Cálculo:
\text{Perda}_{\text{gases}} = 5{,}742\cdot 1{,}15\cdot 225 \\ \text{kJ/kg combustível} \approx 1483{,}4\\ \text{kJ/kg combustível} = 1{,}4834\\ \text{MJ/kg combustível}.ííí
Expressa em percentagem da energia disponível (LHV):
\text{fração}_{\text{gases}} = \frac{1{,}4834}{13{,}7118} \approx 0{,}1082 = 10{,}82\%.çã
Explicação: esta é a parcela do poder calorífico que sai sensivelmente com os gases a 250^\circ\text{C}.

Passo 6

Cálculo de outras perdas típicas (estimativas razoáveis e justificadas) e soma para obter a eficiência indireta.
A metodologia prática é: contabilizar perdas que juntas completam quase 100% com a eficiência indireta. Algumas perdas são pequenas e não foram exigidas a medir exatamente no enunciado, por isso usamos valores típicos de caldeira a biomassa (vou justificar cada escolha):
  • Perda A (gases sensíveis): já calculada =10{,}82\%.
  • Perda B (aquecimento das cinzas e dos sólidos): calor para aquecer as cinzas desde 25^\circ\text{C} até 250^\circ\text{C}:
    Q_{\text{ash}} = m_{\text{ash}}\cdot c_{p,\text{ash}}\cdot (T_g - T_{\text{ref}}).
    Usamos m_{\text{ash}}=0{,}063635\\ \text{kg/kg combustible} (calculado no passo 4) e c_{p,\text{ash}}\approx 0{,}84\\ \text{kJ/kgK} (valor típico para sólidos inorgânicos). Então:
    Q_{\text{ash}} \approx 0{,}063635\cdot 0{,}84\cdot 225 \approx 12{,}03\\ \text{kJ/kg} = 0{,}01203\\ \text{MJ/kg}.
    Fração relativa:
    \frac{0{,}01203}{13{,}7118} \approx 0{,}00088 = 0{,}088\%.
    (Muito pequena porque a massa de cinza por kg combustível é relativamente baixa em termos absolutos.)
  • Perda C (combustível não queimado / carbono não queimado): para bagaço bem queima­do assumimos uma perda típica de 1{,}0\% do LHV (valor de ordem prática; em plantas bem ajustadas é de 0,5–2%).
  • Perda D (radiação e convecção do casco): usamos um valor típico 2{,}0\%.
  • Perda E (blowdown, purgas e outras perdas térmicas): assumimos 0{,}5\%.
Agora somamos as perdas (todas em porcentagem da LHV):
\text{Perdas totais} \approx 10{,}82\% + 0{,}088\% + 1{,}0\% + 2{,}0\% + 0{,}5\% = 14{,}408\%.
Portanto a eficiência indireta é:
\eta_{\text{indireto}} = 100\% - 14{,}408\% \approx 85{,}592\% \approx 85{,}6\%.
Comentário sobre consistência: este valor fica muito próximo da eficiência direta fornecida ( 85\%), o que indica coerência entre os dados e as hipóteses de perdas adotadas. Em prática, pequenas diferenças devem-se a detalhes não contabilizados (ex.: fração de cinzas finas arrastadas, precisão do Cp dos gases, exatidão do LHV, medição real do fluxo de vapor, etc.).

Passo 7

Determinação da temperatura de orvalho (dew point) dos gases de combustão a pressão de saída P_{ch}=96\\ \text{kPa}.
Raciocínio: temperatura de orvalho é a temperatura à qual os vapores de água nos gases começam a condensar — corresponde à temperatura de saturação associada à pressão parcial do vapor d’água nos gases. Logo:
  1. Calcular a fração molar de água y_{H_2O} nos gases de combustão (por kg combustível) e então obter a pressão parcial p_{H_2O} = y_{H_2O}\cdot P_{ch}. A partir desta pressão parcial, procurar a temperatura de saturação do vapor d’água que corresponde a essa pressão (usando tabela de vapor d’água ou equação de Antoine).
  2. Cálculo das mols de cada espécie por kg combustível (já temos massas no Passo 4). Convertendo massas para mols (massa / massa molar):
Massa (kg) por kg combust.:
  • m_{CO_2}=1{,}0674\\ \text{kg} n_{CO_2}=\dfrac{1{,}0674}{0{,}04401}\approx 24{,}25\\ \text{mol}.
  • m_{H_2O}=0{,}6630\\ \text{kg} n_{H_2O}=\dfrac{0{,}6630}{0{,}018015}\approx 36{,}80\\ \text{mol}.
  • m_{N_2}=3{,}631\\ \text{kg} n_{N_2}=\dfrac{3{,}631}{0{,}028013}\approx 129{,}63\\ \text{mol}.
  • m_{O_2}=0{,}3183\\ \text{kg} n_{O_2}=\dfrac{0{,}3183}{0{,}03200}\approx 9{,}95\\ \text{mol}.
  • m_{Ar}=0{,}0625\\ \text{kg} n_{Ar}=\dfrac{0{,}0625}{0{,}039948}\approx 1{,}565\\ \text{mol}.
Total de mols:
n_{\text{total}} \approx 24{,}25 + 36{,}80 + 129{,}63 + 9{,}95 + 1{,}565 \approx 202{,}20\\ \text{mol}.
Frações molares:
y_{H_2O} = \frac{n_{H_2O}}{n_{\text{total}}} \approx \frac{36{,}80}{202{,}20} \approx 0{,}1819.
  1. Pressão parcial do vapor de água:
p_{H_2O} = y_{H_2O}\cdot P_{ch} = 0{,}1819\cdot 96\\ \text{kPa} \approx 17{,}46\\ \text{kPa}.
  1. Temperatura de saturação correspondente a p_{H_2O}=17{,}46\\ \text{kPa}. Consultando tabela de saturação da água ou usando interpolação:
  • Sabendo que p_{\text{sat}}(50^\circ\text{C}) \approx 12{,}35\\ \text{kPa} e p_{\text{sat}}(60^\circ\text{C}) \approx 19{,}95\\ \text{kPa},
  • Interpolando linearmente entre 50°C e 60°C (aproximação razoável para este propósito):
Diferença de pressão entre 50 e 60°C: 19{,}95 - 12{,}35 = 7{,}60\\ \text{kPa}. Queremos 17{,}46, que está 17{,}46 - 12{,}35 = 5{,}11\\ \text{kPa} acima de 12{,}35. Fração = 5{,}11/7{,}60 \approx 0{,}672. Assim temperatura aproximada:
T_{\text{dew}} \approx 50^\circ\text{C} + 0{,}672\cdot 10^\circ\text{C} \approx 56{,}7^\circ\text{C}.
Arredondando, a temperatura de orvalho dos gases de combustão é aproximadamente 57^\circ\text{C}.
Interpretação prática: como os gases na chaminé estão a 250^\circ\text{C}, bem acima do ponto de orvalho, não ocorrerá condensação nos dutos ou chaminé a essa temperatura. Entretanto, se os gases forem resfriados abaixo de \approx 57^\circ\text{C}, começará a condensação do vapor d’água, o que pode causar problemas (corrosão, depósitos de ácido sulfúrico se houver SOx, etc.).

Passo 8

Análise final dos resultados (interpretação e recomendações rápidas, em linguagem direta):
  • Consumo de combustível calculado: \approx 15{,}30\\ \text{t/h} de bagaço úmido (35% umidade) para gerar 60\\ \text{t/h} de vapor a 60\\ \text{bar} e 500^\circ\text{C}, assumindo \eta_{\text{direto}}=85\%. Esse valor é razoável para caldeiras a biomassa com essas condições — o bagaço tem LHV relativamente baixo (cerca de 13{,}7\\ \text{MJ/kg}) devido à elevada umidade e ao elevado teor de oxigénio.
  • Eficiência indireta estimada: \eta_{\text{indireto}}\approx 85{,}6\%. A proximidade entre \eta_{\text{direto}}=85{,}0\% (fornecida) e \eta_{\text{indireto}}\approx 85{,}6\% (calculada por perdas) mostra consistência dos dados e das hipóteses adotadas: a maior perda é a carga térmica dos gases de exaustão (≈ 10{,}8\% do LHV), e outras perdas (cinzas, radiação, não-combustão) são relativamente pequenas no balanço total.
  • Temperatura de orvalho: T_{\text{dew}}\approx 56{,}7^\circ\text{C}. Conclusão prática: com gases a 250^\circ\text{C} não há condensação. Se o sistema for projetado para recuperar calor (ex.: pré-aquecedor de ar, economizador), deve-se garantir que as superfícies que entram em contato com gases não fiquem abaixo de ~ 57^\circ\text{C} (ou adotar materiais resistentes), para evitar condensação e possíveis problemas de corrosão e incrustação.
Recomendações operacionais (curtas):
  • Reduzir excesso de ar (se possível e mantendo combustão completa) diminui a perda de chaminé; 40% é relativamente alto — muitos fornos operam com 10–30% dependendo de controle de combustão.
  • Pré-secagem do bagaço (ou melhoria do condicionamento) reduz perdas relacionadas a vaporizar a água e aumenta LHV específico por kg combustível, diminuindo consumo.
  • Melhor isolamento e recuperação de calor (economizador com cuidado para não levar a temperaturas de superfície abaixo do ponto de orvalho) aumentam a eficiência útil.

Resposta

a) Consumo de combustível \approx 15{,}30\\ \text{t/h}; eficiência pelo método indireto \approx 85{,}6\%.
b) Temperatura de orvalho dos gases \approx 56{,}7^\circ\text{C} (aprox. 57^\circ\text{C}).
c) Resultado coerente: perda dominante é a dos gases na chaminé (~10,8% do LHV); a eficiência indireta calculada (85,6%) é compatível com a eficiência direta informada (85%), indicando consistência dos dados; atenção ao ponto de orvalho se houver recuperação de calor abaixo de ≈57°C.

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