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ANÁLISE EXERGÉTICA DOS CICLOS RANKINE E COMBINADO COM
GASEIFICAÇÃO INTEGRADA OPERADOS A CARVÃO MINERAL
André França de Almeida
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Mecânica, COPPE, da Universidade Federal do
Rio de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica.
Orientadores: Manuel Ernani Carvalho Cruz
Albino José Kalab Leiroz
Rio de Janeiro
Setembro de 2011
ANÁLISE EXERGÉTICA DOS CICLOS RANKINE E COMBINADO COM
GASEIFICAÇÃO INTEGRADA OPERADOS A CARVÃO MINERAL
André França de Almeida
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA
(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE
DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE
EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Examinada por:
________________________________________________
Prof. Manuel Ernani Carvalho Cruz, Ph.D.
________________________________________________ Prof. Albino José Kalab Leiroz, Ph.D.
________________________________________________ Prof. Alexandre Salem Szklo, D.Sc.
________________________________________________ Prof. Carlos Eduardo Leme Nóbrega, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
SETEMBRO DE 2011
iii
Almeida, André França de
Análise Exergética dos Ciclos Rankine e Combinado
com Gaseificação Integrada Operados a Carvão Mineral/
André França de Almeida. – Rio de Janeiro:
UFRJ/COPPE, 2011.
XVII, 100 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Manuel Ernani Carvalho Cruz
Albino José Kalab Leiroz
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Mecânica, 2011.
Referências Bibliográficas: p. 84-88.
1. Termodinâmica. 2. Engenharia Térmica. I. Cruz,
Manuel Ernani Carvalho et al. II. Universidade Federal do
Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia
Mecânica. III. Título.
iv
AGRADECIMENTOS
Aos professores Manuel e Albino pela orientação, incentivo e solicitude durante os dois
anos de realização deste trabalho.
Ao meu pai, por incutir em mim o gosto pelo trabalho acadêmico, à minha mãe, pelo
apoio incondicional e compreensão por minhas ausências e ao Pedrinho pela torcida
constante e os momentos de descontração.
À Clarice, pelo sorriso, a cumplicidade e os domingos de sol de estudo.
Aos amigos e família pelas frequentes palavras de incentivos.
Aos colegas da Chemtech pelo companheirismo e pelas discussões proveitosas.
v
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.).
ANÁLISE EXERGÉTICA DOS CICLOS RANKINE E COMBINADO COM
GASEIFICAÇÃO INTEGRADA OPERADOS A CARVÃO MINERAL
André França de Almeida
Setembro / 2011
Orientadores: Manuel Ernani Carvalho Cruz
Albino José Kalab Leiroz
Programa: Engenharia Mecânica
O carvão mineral é um recurso energético estratégico no mundo, sendo
amplamente utilizado para geração de energia elétrica. Em virtude da deterioração do
meio ambiente devido à ação humana, tem-se buscado aumentar a eficiência nas
aplicações deste combustível. O ciclo Rankine e o Ciclo Combinado Integrado à
Gaseificação (IGCC) são tecnologias concorrentes para geração de energia elétrica a
partir do carvão. Existem diversos estudos na literatura comparando o desempenho
energético e econômico dos dois, porém análises exergéticas comparativas não foram
encontradas. Análises exergéticas são importantes para se conceber o desempenho ideal
de um ciclo e identificar fontes de destruição de exergia. O propósito deste trabalho é
realizar uma análise exergética de plantas Rankine e IGCC descritas na literatura,
utilizando um simulador de processos. Os resultados indicam eficiência exergética de
35,9% e 36,3% para os ciclos Rankine e IGCC, sendo que no primeiro a destruição de
exergia é causada principalmente pela caldeira e no segundo, pelo gaseificador e
a turbina a gás. Resultados indicam que melhoria significativa do ciclo Rankine requer o
aumento da temperatura de vapor, enquanto para o IGCC existe uma oportunidade de
aumento de eficiência através de alteração do processo de limpeza de gás.
vi
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
EXERGETIC ANALYSIS OF RANKINE AND INTEGRATED GASIFICTION
COMBINED CYCLE FUELED WITH COAL
André França de Almeida
September / 2011
Advisors: Manuel Ernani Carvalho Cruz
Albino José Kalab Leiroz
Department: Mechanical Engineering
Mineral Coal is a strategic energy resource in the world as a fuel for electric
power generation. Due to deterioration of the environment due to man-made pollution,
it is imperative to seek manners to improve the efficiency of coal usage and diminish its
environmental impacts. Rankine cycle and Integrated Gasification Combined Cycle
(IGCC) are competing technologies to generate power from coal. A considerable
number of reports can be found with energy indicators and cost comparisons for these
cycles. Comparative exergy analyses, however, have not been found. Exergy analyses
are important to conceive ideal performance of each cycle and determine entropy
generation patterns. The purpose of this study is to replicate in a process simulator the
process data of the Rankine and IGCC plants described in detail in a reference study
and, with such models, conduct an exergy analysis. Results indicate exergetic
efficiencies of 35,9% and 36,3% for Rankine and IGCC cycles, respectively. In Rankine
cycle, the boiler is the equipment responsible for the greatest exergy destruction and in
IGCC, the gasifier and gas turbine. Results indicate that significant improvement for the
Rankine cycle will have to come from increasing steam temperature, whereas for IGCC
there is an opportunity for increasing efficiency in the gas cleaning scheme.
vii
SUMÁRIO
1 Introdução .......................................................................................................... 1
2 Revisão Bibliográfica......................................................................................... 8
2.1 Usos do Carvão Mineral .................................................................................... 8
2.1.1 Ciclo Rankine .................................................................................................. 10
2.1.2 Ciclo Combinado com Gaseificação Integrada – IGCC .................................. 11
2.2 Exergia ............................................................................................................. 15
2.2.1 Exergia Física .................................................................................................. 16
2.2.2 Exergia Química .............................................................................................. 18
2.2.3 Balanço de Exergia .......................................................................................... 23
2.3 Análise Exergética aplicada aos Ciclos Rankine e IGCC ................................ 26
3 Metodologia ..................................................................................................... 31
3.1 Plantas Energéticas .......................................................................................... 31
3.1.1 Ciclo Rankine Subcrítico ................................................................................. 32
3.1.2 Ciclo Combinado Integrado à Gaseificação .................................................... 36
3.2 Modelagem das Plantas no Simulador ............................................................. 42
3.2.1 Simulador de Processos IPSEpro ..................................................................... 42
3.2.2 Modelos de componentes inclusos nas bibliotecas do IPSEpro ...................... 44
3.2.2.1. Bombas, Ventiladores e Compressores ........................................................ 44
3.2.2.2. Combustor .................................................................................................... 45
viii
3.2.2.3. Turbinas a gás e a vapor ............................................................................... 45
3.2.2.4. Trocadores de Calor ..................................................................................... 46
3.2.2.5. Caldeira e Recuperador de Calor ................................................................. 48
3.2.2.6. Gaseificador ................................................................................................. 51
3.2.2.7. Gerador e Motor Elétrico ............................................................................. 52
3.2.2.8. Desaerador, válvula e separador ................................................................... 53
3.2.2.9. Reator de dessulfurização dos gases de exaustão (FGD) ............................. 53
3.2.3 Modelos desenvolvidos através do módulo MDK ........................................... 54
3.2.3.1. Saturador / Scrubber ..................................................................................... 54
3.2.3.2. Resfriador de Gás ......................................................................................... 55
3.2.3.3. Unidade de Remoção de Enxofre, Separação de Ar e Sour Stripper ........... 56
3.2.3.4. Forno de Claus e Estágio de Reação ............................................................ 57
3.2.3.5. Condensador de Enxofre e Pré-aquecedor de Enxofre................................. 59
3.2.3.6. Reator de hidrogenação ................................................................................ 59
3.2.4 Exergia Física .................................................................................................. 60
3.2.5 Exergia Química .............................................................................................. 61
3.2.6 Balanço de Exergia .......................................................................................... 62
4 Resultados ........................................................................................................ 64
4.1 Análise Energética ........................................................................................... 64
4.2 Análise Exergética ........................................................................................... 67
4.3 Potencial para Melhoria ................................................................................... 78
ix
5 Conclusões ....................................................................................................... 82
Referências Bibliográficas .............................................................................................. 84
Apêndice A – Simulação dos ciclos no IPSEpro ............................................................ 89
Apêndice B – Cálculos auxiliares da unidade de claus .................................................. 97
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Série histórica do preço do gás natural de gasoduto importado pelos EUA.
Fonte: Adaptado de U.S. DEPARTMENT OF ENERGY [7]. ......................................... 5
Figura 2 - Emissões de dióxido de carbono versus a eficiência do ciclo Rankine.
Adaptado de BEÉR [8]. .................................................................................................... 6
Figura 3- Usos do carvão para geração de energia elétrica. ............................................. 9
Figura 4 - Componentes do Ciclo Rankine. Fonte: SOARES [13] ................................ 11
Figura 5 - Ciclo Rankine no Diagrama T-s. Fonte: SOARES [13] ................................ 11
Figura 6 - Esquema simplificado de uma planta de IGCC. Adaptado de ASHTARY
[14] ................................................................................................................................. 14
Figura 7 - Sistema para determinação da exergia física. Adaptado de KOTAS [19]. .... 17
Figura 8 – Ciclo Rankine subcrítico. .............................................................................. 35
Figura 9 - Ciclo IGCC. ................................................................................................... 38
Figura 10 – Símbolos de cada componente no IPSEpro. ............................................... 47
Figura 11 – Perfil de temperatura versus entalpia da caldeira do ciclo Rankine. ........... 49
Figura 12- Perfil de temperatura versus entalpia recuperador de calor do ciclo IGCC. . 50
Figura 13 – Destruição de exergia relativa do ciclo Rankine calculado em relação à
destruição total. ............................................................................................................... 74
xi
Figura 14 - Destruição de Exergia Relativa do IGCC calculado em relação à destruição
total. ................................................................................................................................ 74
Figura 15 – Motor Térmico. ........................................................................................... 75
Figura 16 – Potencial de aumento de eficiência dos ciclos Rankine e IGCC. ............... 80
Figura 17 - Simulação da ilha de potência do ciclo Rankine. ........................................ 90
Figura 18- Simulação do sistema de dessulfurização do ciclo Rankine. ........................ 91
Figura 19 – Simulação da unidade de separação de ar e turbina a gás do ciclo IGCC. . 92
Figura 20 – Simulação do gaseificador, resfriamento de gás e unidade de remoção de
enxofre. ........................................................................................................................... 93
Figura 21 – Unidade de recuperação de enxofre (Claus) do ciclo IGCC. ...................... 94
Figura 22– Ciclo de vapor do IGCC. .............................................................................. 95
Figura 23 – Símbolos de cada componente no IPSEpro. ............................................... 96
Figura 24 – Curva de log10Kp(T) versus 1/T para a reação 2H2S + SO2 = (3/2)S2 + 2H2O.
........................................................................................................................................ 99
Figura 25- Pressão de vapor do enxofre. Fonte: GAS PROCESSORS SUPPLIERS
ASSOCIATION [43]. ................................................................................................... 100
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Relação entre a Oferta Interna de Energia (OIE) e a população para o mundo,
países membros da OECD e resto do mundo sem a OECD (2004). ............................... 2
Tabela 2 – Participação de cada fonte de suprimento de energia primária no mundo em
2003. ................................................................................................................................. 2
Tabela 3 Reservas de carvão nas diversas regiões de mundo ........................................... 5
Tabela 4 - Classificação do Carvão Mineral .................................................................... 8
Tabela 5 – Resumo de dados selecionados das plantas Rankine descritas na literatura. 28
Tabela 6 - Resumo de dados selecionados das plantas IGCC descritas na literatura. .... 30
Tabela 7 – Composição do carvão betuminoso “como recebido”. ................................. 32
Tabela 8 – Limites de emissão de poluentes estipulados pela legislação americana e
brasileira para plantas a carvão. ...................................................................................... 32
Tabela 9– Composição mássica de correntes selecionadas do ciclo Rankine. ............... 33
Tabela 10 – Condições de operação em pontos selecionados do ciclo Rankine. .......... 34
Tabela 11 – Condições de operação em pontos selecionados do ciclo IGCC. ............... 37
Tabela 12 - Composição mássica de correntes selecionadas do ciclo IGCC. ................ 39
Tabela 13 – Resumo de Desempenho do Ciclo Rankine ............................................... 64
Tabela 14 – Resumo do Desempenho do IGCC. ............................................................ 66
xiii
Tabela 15 – Fluxos de exergia do ciclo Rankine. ........................................................... 68
Tabela 16 – Parâmetros de Eficiência Exergética do Ciclo Rankine. ............................ 69
Tabela 17 – Fluxos de exergia do IGCC. ....................................................................... 70
Tabela 18 - Parâmetros de Eficiência Exergética do IGCC. ......................................... 72
Tabela 19 – Analogia dos Ciclos Rankine e IGCC com Motor Térmico. ...................... 76
Tabela 20 – Causas de destruição de exergia calculada em relação à exergia do carvão.
........................................................................................................................................ 77
xiv
LISTA DE ACRÔNIMOS
AB Ventilador de ar para oxidação
AC Compressor de ar
AGR Unidade de Remoção de Enxofre
APH Pré-aquecedor de ar
ASU Unidade de Separação de Ar
BL Caldeira
BFP Bomba de água de caldeira
BGC Bateria de resfriadores de gás
CD Condensador
CF Forno de Claus
CL Unidade de recuperação de enxofre
CSP Bomba de mistura de carvão e água
CP Bomba de Condensado
DA Desaerador
ECO Economizador
EV Evaporador
FDF Ventilador de ar forçado
FGD Flue gas Desulfurization
FGE Expansor de gás combustível
FWH Pré- aquecedor de água
GE Gases de Exaustão
GS Gaseificador
GT Turbina a gás
HGCU Hot Gas Clean Up
HPT Turbina a vapor de alta pressão
HR Reator de hidrogenação
HRSG Recuperador de Calor Gerador de Vapor
IDF Ventilador de tiragem induzida
IGCC Integrated Gasification Combined Cycle
xv
IPT Turbina a vapor de média pressão
LPT Turbina a Vapor de baixa pressão
LTCH Aquecedores de baixa temperatura do condensado.
O2C Compressor de Oxigênio
OECD Organization for Economic Co-operation and Development
OIE Oferta Interna de Energia
N2C Compressor de nitrogênio
PAF Ventilador de ar primário
PH Pré-aquecedor de enxofre
RH Reaquecedor
SBC Compressor de gás limpo
SC Saturador e filtro scrubber
SCR Selective Catalytic Reactor
SH Superaquecedor
SMKP Bomba de solução de carbonato de cálcio
SS Sour Stripper
ST Turbina a Vapor
SUCD Condensador de Enxofre
SUCV Estágio de Reação de Claus
TGC Compressor de tail gas
tep Toneladas equivalentes de petróleo
xvi
LISTA DE SÍMBOLOS
c Calor específico a volume constante (kJ/kg·ºC)
cp Calor específico a pressão constante (kJ/kg·ºC)
��� Exergia química na base molar (kJ/kmol)
���� Exergia química padrão (kJ/kmol)
eph Exergia física específica (kJ/kg)
�� Taxa de exergia (kW)
Δ�� Variação da energia livre de Gibbs em base molar (kJ/kmol)
h Entalpia específica (kJ/kg)
� Taxa de destruição de exergia (kW)
KP Constante de equilíbrio
P Pressão (MPa)
�� Poder Calorífico Superior (kJ/kg)
q Calor por unidade de massa (kJ/kg)
� Taxa de Calor Transferido (kW)
R Constante universal dos gases (kJ/kmol·K)
s Entropia específica (kJ/kg·K)
�� Entropia na base molar (kJ/kmol·K)
�� Taxa de entropia (kW/K)
T Temperatura (K)
w Trabalho por unidade de massa (kJ/kg)
�� Trabalho em base molar (kJ/kmol)
�� Potência (kW)
� Fração mássica (kg/kg)
� Fração molar (kmol/kmol)
z Moles do elemento químico por massa de carvão seco (kmol/kgCs)
δ Razão de destruição de exergia calculado em relação à exergia do combustível
�� Razão de destruição de exergia calculado em relação à irreversibilidade total
� Eficiência exergética
ν Coeficiente estequiométrico
xvii
µ Potencial químico em base molar (kJ/kmol)
Subscritos
* Estado morto
0 Ambiente
Ccr Carvão “como recebido”
Cs Carvão seco e sem cinzas
comb Combustível
e Entrada
ele Elétrica
ger Gerado
H Quente
L Frio
P Produtos
q Calor
R Reagentes
rev Reversível
s Saída
VC Volume de controle
1
1 INTRODUÇÃO
A energia é um tema cada vez mais presente na vida das pessoas. As sérias
crises econômicas causadas por desequilíbrios no suprimento de petróleo e a recente
percepção por grande parte da população da relação entre a queima de combustíveis
fósseis e as mudanças climáticas fizeram com que o uso de energia ficasse sob o
escrutínio vigilante da sociedade. Com isso, cresceu também a responsabilidade
depositada sobre engenheiros em buscar soluções que permitam à sociedade manter o
padrão de consumo de energia que propiciou o desenvolvimento econômico e bem estar
da vida moderna sem condenar o planeta às nefastas conseqüências que a poluição
excessiva pode acarretar.
A expansão vertiginosa na demanda de energia no mundo teve início após a
Revolução Industrial devido ao intenso progresso tecnológico vivido na época. Este
período marca o início de uma era em que o desenvolvimento social e econômico de
cada nação é decisivamente relacionado à disponibilidade de seus recursos energéticos
[1]. Segundo LEITE [2], este crescimento espetacular se manteve pelo século XX,
período em que se estimou que a cada vinte anos a humanidade consumiu mais energia
do que em todos os séculos anteriores de sua existência. O ritmo de expansão se
desacelerou apenas ao final do século, a partir da década de 1960.
Essa diminuição pode transmitir a falsa noção de que a Humanidade está se
aproximando de um equilíbrio em que suas necessidades energéticas estejam
plenamente satisfeitas. Entretanto, ao analisar dados regionais de consumo de energia,
verifica-se que existe enorme desigualdade no mundo. A Tab. 1 mostra a oferta de
energia primária per capita no mundo – energia primaria é o recurso energético da
maneira em que é encontrado na natureza. Observa-se que nos países desenvolvidos um
habitante tem à sua disposição uma oferta de energia primária de quatro a cinco vezes
maior do que uma pessoa em um país em desenvolvimento. De acordo com PINTO
JÚNIOR [1], é reconhecido que não há nenhum país no mundo com elevado grau de
desenvolvimento que tenha uma parcela da população sem acesso a energia. Portanto, é
de se esperar que ao longo deste século, em que os países emergentes irão buscar o bem
estar social e econômico já conquistado pelos países desenvolvidos, haverá uma forte
2
expansão na demanda mundial de energia, que por sua vez, irá impor enorme pressão
nos países para assegurar seus recursos energéticos.
Tabela 1 - Relação entre a Oferta Interna de Energia (OIE) e a população para o mundo, países membros da OECD e resto do mundo sem a OECD (2004).
Região OIE/per capita (tep/per capita)
Mundo 1,77 OECD 4,73 Mundo sem OECD 1,10
Fonte:LEITE [2]. Nota: tep = tonelada equivalente de petróleo. OECD = Organization for Economic Co-Operation and Development, constituída majoritariamente por países desenvolvidos.
Neste cenário de expansão da demanda, é imprescindível analisar as fontes das
quais o mundo se vale para atender às suas necessidades energéticas. A Tab. 2 mostra
que em 2003 aproximadamente 80% da energia primária usada no mundo era
proveniente de combustíveis fósseis, e em primeiro lugar o petróleo.
Tabela 2 – Participação de cada fonte de suprimento de energia primária no mundo em 2003.
Origem Participação
(%) Petróleo 34,4 Carvão 24,4 Gás 21,2 Nuclear 6,5 Hidráulica 2,2 Biomassa 10,8 Outros 0,5 Total 100
Fonte: LEITE [2]. Nota: Biomassa inclui combustíveis renováveis e resíduos. Outros inclui fontes geotérmicas, solares e eólicas.
O petróleo mantém a posição de principal fonte de energia primária mundial
desde a década de 1960 e é considerado a base tecno-energética de todo o
desenvolvimento vivido no século XX [2]. Apesar deste papel central desempenhado
nos últimos cem anos, há muito que pesa contra a continuidade do uso do petróleo a
perspectiva de seu esgotamento, tendo em vista se tratar de um recurso não-renovável.
Recentemente, a necessidade de substituição do petróleo ganhou caráter de emergência
e entrou na pauta das políticas energéticas de quase todos os países do mundo. Essa
3
mudança foi motivada por dois fatores: segurança de abastecimento energético e
agravamento do efeito estufa.
O primeiro se refere à necessidade dos países em assegurar os recursos
energéticos que possibilitem o desenvolvimento econômico e bem estar social de sua
população. O petróleo, embora seja usado no mundo todo, é um recurso mineral cuja
ocorrência é mal distribuída no planeta, sendo que a maior parte das reservas se
encontra concentrada em poucos países produtores. Portanto, é de interesse das nações
deficitárias deste recurso alterar sua matriz energética de tal forma a diminuir a
dependência de petróleo, pois sabem que um distúrbio na produção ou comercialização
em qualquer destes poucos países pode ocasionar uma alta de preços contra a qual elas
não poderão se opor, ficando as suas economias sujeitas a grandes prejuízos. De fato,
nos últimos anos o preço do barril do petróleo tem apresentado intensa volatilidade, seja
devido a instabilidades políticas nos países produtores, desequilíbrio entre oferta e
demanda ou atuação do cartel dos países exportadores de petróleo.
O segundo fator é o agravamento do efeito estufa, que será, seguramente, o
principal condicionante das políticas energéticas do século XXI. O Painel
Intergovernamental de Mudanças Climáticas afirmou que é inequívoca a constatação do
aquecimento do clima mundial e é muito provável que o aumento da temperatura média
global observado no último século seja causado pelo crescimento de emissões
antropogênicas de gases de efeito estufa, notadamente o gás carbônico advindo da
queima de combustíveis fósseis [3]. Diversos estudos como esse mobilizaram a opinião
pública a respeito da gravidade do problema de mudança climática e,
conseqüentemente, a população de inúmeros países tem cobrado de seus governos
políticas que contribuam efetivamente para diminuição da emissão de gases de efeito
estufa. Em médio prazo, se supõe que a sociedade não aceitará mais o uso convencional
de combustíveis fósseis e já se discute qual seria o substituto mais adequado para o
petróleo.
Neste contexto, os biocombustíveis, os combustíveis sintéticos – produtos
semelhantes aos combustíveis gerados do refino de petróleo, porém fabricados de outros
recursos naturais - e o hidrogênio se apresentam como alternativas passíveis de
responder aos desafios supracitados [1]. Reconhece-se, no entanto, de que estas rotas
tecnológicas ainda não estão em um estágio maduro o suficiente –técnico ou
4
econômico- a ponto de competir com o petróleo. Em função disso, muito se discute de
uma “economia de transição”, em que se aproveitaria parte da infra-estrutura de
combustível fóssil existente, mas com processos mais eficientes e menos poluidores,
permitindo assim atender à demanda de energia com menor emissão de gases de feito
estufa, o que garantiria um tempo maior para amadurecer as tecnologias necessárias a
uma economia efetivamente sustentável e com menor intensidade de carbono [4].
Percebe-se, portanto, que os combustíveis fósseis ainda têm um papel importante
a desempenhar. Há que se buscar dentre os recursos conhecidos, aquele que permita ao
mundo obter segurança de abastecimento e reduzidos efeitos ambientais. Dentre os
combustíveis fósseis, o gás natural é um combustível que permite a queima mais limpa.
Entretanto, assim como o petróleo, este é um recurso de poucos produtores mundiais,
sujeitos às instabilidades de suprimento e volatilidade de preços. Um exemplo deste fato
são as recorrentes crises de fornecimento entre a Rússia e a Europa, em que o
suprimento de gás natural chegou a ser cortado. A Fig. 1 mostra a evolução do preço do
gás natural importado pelos Estados Unidos através de gasodutos, em que se pode
identificar claramente a variação brusca do valor do combustível em determinados
períodos.
À luz deste raciocínio é que se evidencia a singularidade do carvão. O carvão é o
recurso fóssil que apresenta a maior razão entre a quantidade de reservas conhecidas e a
taxa de produção mundial.
A Tab. 3 indica que mantidos os atuais níveis de produção de carvão no mundo,
as reservas provadas se esgotariam em 144 anos. Para o gás natural, este valor é de 65
anos e o petróleo, 41 anos [5]. A Tab. 3 indica também que o carvão é melhor
distribuído no mundo, pois não há nenhuma região que concentre a grande maioria dos
recursos - no caso do gás natural 67% das reservas provadas se encontra no Oriente
Médio e Rússia enquanto para o petróleo 62% se encontra apenas no Oriente Médio. O
carvão, portanto, não sendo um recurso que esteja próximo de sua exaustão e sendo um
energético que encontra diversos produtores no mundo, é positivamente uma fonte de
energia que oferece segurança de abastecimento. Deve-se ressaltar também que grandes
consumidores mundiais de energia – tais como os Estados Unidos, China, Índia e Rússia
– possuem reservas consideráveis de carvão mineral e que não irão abdicar de mantê-los
em suas matrizes energéticas, uma vez que o recurso reduz a sua necessidade de
5
importação de energia. LONGWELL et al. [6] afirmaram em seu estudo que o carvão é
um recurso estratégico para os Estados Unidos e é esperado que sua participação na
geração de energia elétrica no futuro próximo aumente, uma vez que é previsto que o
custo do carvão se manterá abaixo do custo de outras fontes de energia.
Figura 1 – Série histórica do preço do gás natural de gasoduto importado pelos EUA. Fonte: Adaptado de U.S. DEPARTMENT OF ENERGY [7].
Tabela 3 Reservas de carvão nas diversas regiões de mundo Região Participação no total
de reservas no mundo (%)
Razão R/P (anos)
América do Norte 28,0 231 América do Sul e Central 2,2 269 Europa e Antiga União Soviética 31,6 241 África e Oriente Médio 5,6 200 Ásia e Pacífico 32,6 92 Mundo 100 155
Fonte: [5]
Portanto, em nome de segurança de abastecimento de energia, é imperativo
buscar novos usos do carvão que permitam a transformação e utilização de energia com
reduzido impacto ambiental.
0
2
4
6
8
10
12
14
Jul-1998 Apr-2001 Jan-2004 Oct-2006 Jul-2009
Preço do
Gás Natural
de Gasoduto
Importado pelos
Estados Unidos
(US$/1000 pe3)
Data
6
Hoje, a maior parte do carvão produzido no mundo é utilizada para fins de
geração de energia elétrica, através de plantas operando com o ciclo Rankine. De
imediato, a maneira mais prática de reduzir a emissão de gases de efeito estufa é
aumentar a eficiência global das termoelétricas, pois menos carvão será queimado por
kWh gerado. BEÉR [8] verificou que uma melhoria de cinco pontos percentuais na
eficiência de plantas de Rankine a carvão resulta em uma redução de mais de 10% nas
emissões de dióxido de carbono, conforme mostra a Fig. 2.
Figura 2 - Emissões de dióxido de carbono versus a eficiência do ciclo Rankine. Adaptado de BEÉR [8].
Têm sido buscadas melhorias marginais no desempenho do ciclo Rankine.
Entretanto, o ciclo combinado integrado à gaseificação de carvão – em que há a geração
de potência através dos ciclos de Brayton e Rankine, além de geração de vapor para
utilidade – é apontado por alguns estudiosos como a opção de maior potencial para
atingir níveis maiores de eficiência [4,5]. Essa posição é compartilhada pelo
DEPARTAMENTO DE ENERGIA DOS ESTADOS UNIDOS [9], que informou em
seu programa de pesquisa e desenvolvimento que as plantas existentes de ciclo Rankine
7
usando carvão pulverizado apresentam eficiência térmica típica de aproximadamente
33%, enquanto o ciclo de gaseificação poderia chegar a uma eficiência de quase 50%.
BEÉR [8], no entanto, ponderou que as plantas existentes de ciclo combinado
integrado à gaseificação de carvão atingiram eficiências térmicas de apenas 40,5%, em
função de problemas de operação, enquanto novas plantas de ciclo Rankine, que
trabalham com pressões e temperaturas mais altas de vapor - chamadas de supercríticas
- já estão operando com eficiência de 44%.
Percebe-se que existe necessidade de uma avaliação precisa das potencialidades
e limitações do desempenho energético de cada ciclo para avaliar adequadamente
aquele que pode contribuir mais significativamente à causa ambiental.
Para essa tarefa de avaliação, é particularmente útil o conceito de exergia. A
exergia é uma medida termodinâmica da máxima quantidade de trabalho que pode ser
extraída de uma corrente sujeita a determinadas condições ambientais. É um conceito
relacionado à degradação da energia em função da geração de entropia na presença de
irreversibilidades em um sistema termodinâmico. A análise exergética de um ciclo
permite conceber um desempenho ideal máximo e perceber os padrões de geração de
entropia que distanciam o ciclo destas condições ideais.
Deste raciocínio acima apresentado, em que se procura o melhor rendimento dos
ciclos de potência operados a carvão, é que se vislumbra o propósito deste trabalho.
Objetiva-se realizar análises exergéticas do ciclos Rankine e combinado integrado à
gaseificação (IGCC) utilizando um simulador de processos. A partir dos resultados do
balanço de exergia, espera-se comparar os desempenhos dos dois ciclos, distinguir os
padrões de geração de entropia de cada um, identificar as maiores fontes de destruição
de exergia e avaliar o potencial para melhoria.
Este texto foi dividido em cinco capítulos. Este capítulo introduz o problema a
ser estudado e os objetivos deste trabalho. O segundo capítulo apresenta a revisão
bibliográfica em que se elucidam os princípios fundamentais dos ciclos estudados, a
teoria básica de exergia e uma compilação de análises exergéticas de ciclos Rankine e
IGCC encontradas na literatura. Segue o terceiro capítulo, metodologia, em que são
descritas as plantas simuladas neste trabalho e a modelagem de seus componentes no
simulador de processos. O quarto capítulo expõe os resultados obtidos e o quinto
resume as principais conclusões.
8
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Usos do Carvão Mineral
O carvão é um combustível fóssil sólido formado a partir de biomassa, que sofre
processo de transformação após longo período soterrada sob camada mineral, em
condições específicas de pressão e temperatura. Variações nestas condições podem
levar a formação de diferentes tipos de carvão, com propriedades e composições muito
diversas.
Para lidar com essa gama ampla de combustíveis, são utilizados parâmetros
essenciais para a caracterização do carvão. Esses parâmetros são determinados por meio
das análises imediata e elementar. A primeira determina o conteúdo de água, voláteis,
cinzas e carbono fixo do carvão, enquanto a segunda determina o teor de oxigênio,
carbono, hidrogênio, enxofre e nitrogênio. A partir destas propriedades, o carvão é
muitas vezes enquadrado em quatro classes, ordenadas em função de seu teor de
carbono, conforme mostrado na Tab. 4 [5].
Tabela 4 - Classificação do Carvão Mineral Classes Voláteis
(% em peso) Carbono
(% em peso) Poder Calorífico Superior (PCS)
(MJ/kg) Antracito <8 >92 36-37 Betuminoso 8-22 78-92 32-36 Sub-betuminoso 22-27 73-78 28-32 Linhito 27-35 65-73 26-28
Fonte: HIGMAN e BURGT [5].
O carvão é usado pelo homem desde a Antiguidade, porém foi durante a
Revolução Industrial que seu uso foi disseminado e ele se tornou o grande protagonista
no suprimento de energia. Ao longo destes anos, o carvão se prestou a diversos usos,
desde a indústria siderúrgica, geração de energia elétrica e calor e síntese de produtos
químicos [10].
A aplicação do carvão para geração de energia elétrica é uma das mais nobres e
pode ser realizada através de diferentes tecnologias, conforme mostrado na Fig. 8.
Rankine
rota possível é
Integrated
há muito
escala é recente.
sínte
plantas no mundo operando
combustível
energia de um motor de combustão interna ou
ainda
deste estudo.
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
exemplo
ankine
rota possível é
ntegrated
há muito
escala é recente.
sínte
plantas no mundo operando
combustível
energia de um motor de combustão interna ou
ainda
deste estudo.
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
exemplo
ankine
rota possível é
ntegrated
há muito
escala é recente.
síntese
plantas no mundo operando
combustível
energia de um motor de combustão interna ou
ainda se encontram em um estado tecnológico
deste estudo.
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
exemplo
A combustão
ankine a vapor
rota possível é
ntegrated
há muito
escala é recente.
ou
plantas no mundo operando
combustível
Alternativas
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
deste estudo.
Deve
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
exemplo amônia, metanol, hidrogênio, ou
combustão
a vapor
rota possível é
ntegrated Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
escala é recente.
ou syngas
plantas no mundo operando
combustível [11]
Alternativas
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
deste estudo.
Deve-
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
combustão
a vapor
rota possível é
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
escala é recente.
syngas
plantas no mundo operando
[11]
Alternativas
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
-se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
combustão
a vapor, sendo este o
rota possível é o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
escala é recente. Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
syngas
plantas no mundo operando
[11].
Alternativas
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Figura
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
combustão
, sendo este o
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
– é usado
plantas no mundo operando
Alternativas têm si
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Figura
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
, sendo este o
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
é usado
plantas no mundo operando
têm si
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Figura 3
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
, sendo este o
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
é usado
plantas no mundo operando
têm si
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
3- Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
, sendo este o
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
é usado
plantas no mundo operando
têm sido estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
, sendo este o processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
é usado como insumo para um ciclo combinado.
plantas no mundo operando através d
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
Gasification Combined Cycle
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
através d
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
Cycle
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
através d
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
Cycle
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
através d
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
se ressaltar também que a gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou
9
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
(IGCC)
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
através do ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
amônia, metanol, hidrogênio, ou monóxido de carbono
9
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
(IGCC)
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou
se encontram em um estado tecnológico
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
o ciclo combinado integrado à
(IGCC).
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o
energia de um motor de combustão interna ou de uma célula de combustível, mas estas
se encontram em um estado tecnológico embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
gaseificação
. Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o
de uma célula de combustível, mas estas
embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
gaseificação
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o
de uma célula de combustível, mas estas
embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
gaseificação
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
o estudadas em utilizar o gás
de uma célula de combustível, mas estas
embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
gaseificação
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
gás
de uma célula de combustível, mas estas
embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
gaseificação
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
gás de síntese
de uma célula de combustível, mas estas
embrionário e
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
de carvão
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
de síntese
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
monóxido de carbono
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
de carvão
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
de síntese
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
gaseificação é um processo que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
–
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
de carvão
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
Neste processo, o carvão é gaseificado e o produto -
como insumo para um ciclo combinado.
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
de síntese
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
Usos do carvão para geração de energia elétrica.
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
e para
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
de carvão
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás
como insumo para um ciclo combinado. Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
de síntese como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química
e para
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
de carvão -
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
geração de energia, mas para produção de insumos para a indústria química –
e para a
permite que o carvão seja usado como fonte de energia
processo usado na maioria das plantas do mundo
em inglês,
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
– como por
a síntese
permite que o carvão seja usado como fonte de energia no
processo usado na maioria das plantas do mundo. O
em inglês,
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
como por
síntese
ciclo
Outra
em inglês,
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
como por
síntese
ciclo
utra
em inglês,
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
chamado gás de
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
de uma célula de combustível, mas estas
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
como por
síntese de
utra
em inglês,
Embora este processo seja conhecido
tempo, as aplicações industriais para geração de energia elétrica em larga
de
Já existem seis
o ciclo de IGCC utilizando carvão como
como fonte de
portanto não são objeto
que serve como base
para aplicações de poligeração, em que o gás de síntese produzido serve não só para
como por
de
10
combustíveis líquidos. Essas aplicações diversas confirmam a posição da gaseificação
como tecnologia de grande potencial para desenvolvimento no futuro próximo.
2.1.1 Ciclo Rankine
O ciclo Rankine é um ciclo de potência cuja fonte de energia provém da queima
de um combustível em uma caldeira. As Figs. 4 e 5 respectivamente mostram os
componentes básicos e o processo termodinâmico no diagrama T-s do ciclo Rankine
ideal. A descrição a seguir é baseada no texto de MORAN et al. [12].
A energia liberada na combustão do combustível é transferida para vaporizar
uma corrente de água líquida a alta pressão. Esta adição de calor está representada pelo
trecho 2-3 da Fig. 5. O vapor deixa a caldeira com certo grau de superaquecimento,
como indicado. O vapor é em seguida admitido na turbina e expande até uma baixa
pressão - normalmente abaixo da pressão atmosférica -, gerando trabalho. O trecho 3-4
representa a expansão da turbina. No ciclo ideal mostrado na Fig. 5, considera-se que a
expansão é isentrópica, mas em realidade, há geração de entropia, o que reduz o
trabalho real gerado no eixo.
Na saída da turbina, estado 4, o vapor está úmido. No condensador, o vapor
rejeita calor até se tornar totalmente líquido (trecho 4-1 da Fig. 5). Finalmente, a água
é succionada pela bomba, que eleva a pressão da corrente até a pressão de alta e a envia
de volta para a caldeira. O trecho 1-2 representa o trabalho consumido pela bomba.
A eficiência de Primeira Lei da Termodinâmica da planta é dada pela razão entre
a potência gerada na turbina menos a potência consumida na bomba dividida pelo calor
liberado na combustão do carvão consumido na caldeira. Modernamente, tem se
conseguido melhorar a eficiência destas plantas através do aumento da pressão e
temperatura do vapor, as chamadas plantas supercríticas.
O ciclo apresentado é simplificado e mostra apenas os principais componentes
com o intuito de esclarecer os princípios do ciclo ideal. Existem variações do ciclo que
não foram descritas neste trabalho e que podem ser consultadas em outras referências
[12].
11
Figura 4 - Componentes do Ciclo Rankine. Fonte: SOARES [13]
Figura 5 - Ciclo Rankine no Diagrama T-s. Fonte: SOARES [13]
Um aspecto importante que deve necessariamente ser considerado ao analisar o
desempenho de plantas térmicas são as emissões de poluentes na corrente de gases de
exaustão. A legislação ambiental na maioria dos países limita as emissões de
particulados na atmosfera, além de óxidos de nitrogênio e enxofre. Em alguns casos, os
meios para redução de emissões representam um consumo adicional significativo de
energia ou uma limitação nos parâmetros de operação da planta. Portanto, é relevante
que estes processos sejam considerados na análise de desempenho global da planta.
2.1.2 Ciclo Combinado com Gaseificação Integrada – IGCC
12
A gaseificação é uma reação de oxidação parcial do combustível cujo produto é
um gás com poder calorífico elevado o suficiente para ser utilizado como fonte de
energia de um ciclo térmico. A redução do poder calorífico do combustível gasoso em
relação ao sólido é compensada pelas vantagens de manuseio, transporte e queima de
um energético na forma de gás. Este processo pode ser mais facilmente entendido
analisando as reações de oxidação do carbono:
C(�) + O� = CO� − 394 MJ/kmol (1)
C(�) + +� O� = CO − 111 MJ/kmol (2)
CO + +� O� = CO� − 283 MJ/kmol (3)
A oxidação completa do carbono -combustão propriamente dita- forma dióxido
de carbono e libera 394 MJ/kmol de carbono. A reação que ocorre na gaseificação é a
de formação de monóxido de carbono e libera 111 MJ/kmol de energia. Conclui-se
portanto que a queima posterior do gás produzido na gaseificação - o monóxido de
carbono – ainda tem potencial para liberar 283 MJ/kmol, o que representa 72% da
energia que seria obtida na combustão completa do carbono. Na realidade, este poder
calorífico é ainda maior, pois o gás formado na gaseificação - chamado gás de síntese -
é uma mistura de monóxido de carbono e hidrogênio. Este último componente aumenta
ainda mais o poder calorífico do gás, podendo chegar a 77% - 88% do poder calorífico
do combustível original. A relação entre o poder calorífico do gás produzido e do
combustível original é um parâmetro de eficiência do gaseificador denominado cold gas
efficiency.
A reação de gaseificação ocorre em um reator na presença de um agente
oxidante que pode ser ar, oxigênio puro ou vapor d'água. No ciclo do IGCC é
normalmente usado oxigênio, pois se obtém um gás com poder calorífico mais alto. O
oxigênio, por sua vez, é obtido através de uma planta de separação de ar.
A Fig. 6 mostra o diagrama simplificado de uma configuração possível do ciclo
[14]. O gaseificador é alimentado com carvão e com oxigênio e vapor como agentes
13
oxidantes. O gás de síntese produzido passa por uma seção de limpeza e resfriamento e
é enviado para turbina a gás. A turbina opera através do ciclo Brayton, gerando energia
elétrica. Parte do ar admitido pelo compressor da turbina pode ser aproveitada na
unidade de separação de ar, dependendo do nível de integração da planta. O restante é
usado como oxidante do gás combustível. Dependendo da configuração do ciclo, o
nitrogênio da unidade de separação de ar pode ser injetado no combustor da turbina a
gás como forma de controlar a formação de NOx. Os gases de exaustão da turbina são
direcionados para um recuperador de calor que irá gerar vapor a ser utilizado na turbina
a vapor. A corrente de vapor é enviada para a turbina a vapor e daí se segue um ciclo
Rankine conforme descrito na seção 2.1.1. A depender do ciclo, existem várias opções
de integramento energético aproveitando, por exemplo, o calor liberado nas seções de
limpeza e resfriamento para geração de vapor.
O esquema do ciclo IGCC pode ser alterado dependendo do tipo de gaseificador
empregado. Existem ciclos que empregam gaseificadores do tipo de leito fluidizado
fixo (fluid-bed), leito fluidizado circulante (moving bed) e de leito arrastado (entrained
flow), além de alguns trabalharem com o carvão seco (dry coal feed) ou misturado a
água (slurry) [5].
A gaseificação é um processo industrial conhecido há algum tempo e tem sido
utilizada com diversos combustíveis e para diferentes aplicações. A gaseificação de
carvão para fins de geração de potência, no entanto, é uma aplicação um pouco mais
recente e de acordo com o GASIFICATION TECHNOLOGIES COUNCIL [11],
atualmente só existem seis plantas em operação, sendo que algumas ainda estão em fase
de demonstração. Os dados de custo, desempenho e confiabilidade disponíveis se
referem a estas unidades, e por isso ainda não representam dados de operação
comercial, pois compromissos no projeto original precisaram ser feitos para atingir um
nível aceitável de operacionalidade e custo [15].
14
Figura 6 - Esquema simplificado de uma planta de IGCC. Adaptado de ASHTARY [14]
A eficiência global do ciclo IGCC de acordo com a Primeira Lei da
Termodinâmica é dada pela soma das potências geradas nas turbinas a gás – descontada
a potência do compressor de ar - e a vapor menos o trabalho consumido na unidade de
separação de ar e bomba de caldeira, dividido pelo produto da vazão de carvão
alimentado para o gaseificador pelo seu poder calorífico. As plantas atuais têm registro
de operação em torno de 38-41% [8,15], porém na literatura existem registros de
projetos para operar com eficiência de até 55% [16].
É importante ressaltar que a planta IGCC, assim como a planta de Rankine, deve
atender às legislações ambientais quanto à minimização de emissões, exigindo,
portanto, que o ciclo seja dotado com todo o aparato para tal. No entanto, o ciclo IGCC
apresenta uma vantagem comparativa, pois permite fazer a limpeza do gás antes da
15
combustão na turbina a gás. Neste ponto do ciclo, os volumes são menores - diminuindo
o custo operacional do sistema de limpeza - pois o gás não se misturou com o ar ainda.
Esta vantagem relativa é ainda maior se for considerada a possibilidade de remoção de
dióxido de carbono das emissões da planta, uma vez que também pode ser feita anterior
à combustão do gás de síntese na turbina a gás.
2.2 Exergia
A análise de processos físicos e químicos através da Primeira Lei da
Termodinâmica é uma tarefa necessária e rotineira na avaliação de qualquer sistema
térmico. A Primeira Lei da Termodinâmica indica que a energia é uma quantidade que
se conserva em qualquer processo, ainda que possa ser transformada na forma de calor e
trabalho. A sua aplicação em sistemas térmicos é útil para analisar a maneira em que a
energia é usada: quais os fluxos de entrada e de saída, qual parcela de energia se
transformou em trabalho, qual parcela foi rejeitada na forma de calor e assim em diante.
Entretanto, sabe-se que a análise através da Primeira Lei não é completa, pois ela carece
em reconhecer os limites reais a essas interações de energia. Ela admite, por exemplo,
que um fluxo de calor seja integralmente transformado em trabalho, o que contraria a
experiência adquirida da observação na natureza. Daí a importância da Segunda Lei da
Termodinâmica, pois ela impõe restrições à direção que os processos podem ocorrer. A
Segunda Lei da Termodinâmica ensina que o universo caminha em direção à
maximização de entropia e a cada passo avançado a qualidade da energia se degrada,
pois já não há possibilidade de retornar à posição inicial [17].
Um exemplo ilustrativo é a expansão adiabática de gás através de uma válvula.
À luz da Primeira Lei da Termodinâmica, este processo aparenta não possuir nenhuma
perda, visto que não há transferência de energia para o ambiente. No entanto, um
engenheiro sabe por experiência que a corrente de gás a uma pressão mais baixa é
menos útil que a uma pressão mais alta. Devido à geração de entropia, já não é mais
possível retornar à condição de maior pressão sem nenhum custo. A exergia é uma
medida capaz de quantificar esta intuição. Ela representa o máximo trabalho teórico que
se pode obter de um sistema ao levá-lo até a condição de equilíbrio com o ambiente,
16
através de interações térmicas e de troca de espécies químicas com o ambiente. À
medida que decorrem processos irreversíveis - geração de entropia -, a possibilidade de
realizar trabalho diminui, portanto uma parcela da exergia é destruída.
O conceito de destruição é conveniente na análise e projeto de sistemas
térmicos, pois ajuda a identificar claramente a localização, causa e magnitude das
perdas e rejeitos que levam à ineficiência de processos. A constatação de que a exergia é
destruída, forçosamente leva a imaginar um processo ideal, em que a exergia se
conservasse. Assim, é concebido um valor máximo de referência que é usado como base
para avaliação da eficiência exergética de processos e equipamentos. É importante
observar que a eficiência exergética é um parâmetro que indica efetivamente a diferença
do processo real em relação ao processo ideal. A eficiência de Primeira Lei da
Termodinâmica nem sempre atinge este objetivo.
Finalmente, deve-se lembrar que a exergia é uma quantidade que depende das
condições do sistema e do ambiente em que este se encontra. A capacidade do sistema
em realizar trabalho é tanto maior quanto mais afastada estiverem suas condições das do
ambiente. Por isso, deve-se ressaltar que o cálculo da exergia requer uma caracterização
precisa do ambiente.
As seções seguintes apresentam o arcabouço matemático pelo qual a exergia é
calculada. O cálculo desta quantidade é sempre feito considerando suas duas parcelas:
exergia física e química. Estas seções são baseadas nos raciocínios apresentados por
BEJAN [18] e KOTAS [19]. Existem ainda parcelas de exergia relacionadas às energias
cinética e potencial, mas que tipicamente não são consideradas em simulações de
processo, uma vez que os valores são desprezíveis quando comparados às parcelas
química e física. Neste trabalho, as exergias cinética e potencial não serão consideradas.
2.2.1 Exergia Física
A exergia física de uma corrente é definida como o máximo trabalho que pode
ser obtido quando esta é levada de um estado termodinâmico inicial até o estado de
equilíbrio termodinâmico restrito com o ambiente, através, somente, de interação
térmica com o ambiente. O estado restrito de equilíbrio termodinâmico significa que a
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
na pressão
pressão e temperatura do ambiente
7. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
qrev
trabalho que este sistema pode realizar
Termodinâmica
indica entalpia específica.
(/
ser
0123
do calor.
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
na pressão
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
rev.
trabalho que este sistema pode realizar
ermodinâmica
indica entalpia específica.
(/4 −
ser determinada
123
do calor.
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
na pressão
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
ermodinâmica
indica entalpia específica.
( − /
Figura
determinada
=
do calor.
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
na pressão
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
ermodinâmica
indica entalpia específica.
/+)
Figura
A tra
determinada
54
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
do calor. No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
na pressão P1
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
ermodinâmica
indica entalpia específica.
) =
Figura 7
A tran
determinada
· (�
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
1 e temperatura
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
ermodinâmica, conforme a
indica entalpia específica.
) = 0789
7 -
nsferência de calor
determinada
(�4 −
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
e temperatura
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
, conforme a
indica entalpia específica.
789
Sistema
sferência de calor
determinada pela
( − �
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
e temperatura
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
, conforme a
indica entalpia específica.
−
Sistema
sferência de calor
pela Eq.
�+)
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
e temperatura
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
, conforme a
indica entalpia específica.
�789
Sistema para determinação da exerg
sferência de calor
Eq.
)
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
e temperatura
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
, conforme a
indica entalpia específica.
789
para determinação da exerg
sferência de calor
Eq. (5
)
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
e temperatura T
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
, conforme a E
para determinação da exerg
sferência de calor
5), onde
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
T1, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
Eq. (4),
para determinação da exerg
sferência de calor reversível
, onde
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, de
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
pressão e temperatura do ambiente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
q. (4),
para determinação da exerg
reversível
, onde s
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
matemática para tal propriedade, deve
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
pressão e temperatura do ambiente P0
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
q. (4),
para determinação da exerg
reversível
s é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
corrente se encontra a pressão e temper
ve-se i
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
e T
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
q. (4), escrita
para determinação da exerg
reversível
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
17
corrente se encontra a pressão e tempera
se imagin
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
T0, respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
escrita
para determinação da exerg
reversível entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
17
atura do ambiente.
magin
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar
escrita
para determinação da exerg
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
maginar
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
trabalho que este sistema pode realizar (w
escrita por
para determinação da exergi
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
ar um
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
wrev
por unidade de
ia física.
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
um
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
rev)
unidade de
a física.
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
um sistema
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
) através da
unidade de
a física. Ad
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
sistema
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
respectivamente, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode
através da
unidade de
Adaptado de
entre o ambiente e o volume de controle
é a entropia específica:
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
tura do ambiente.
sistema
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
Considerando o processo em estado permanente, pode-se
através da
unidade de massa
aptado de
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
se determinar o
através da
massa
aptado de
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o
através da
massa, onde o
aptado de
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o
através da Primeira
, onde o
aptado de KOTAS
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o
rimeira
, onde o
KOTAS
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o
rimeira
, onde o
KOTAS
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
Para chegar à
que receba esta
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o
rimeira
, onde o símbolo
KOTAS [19]
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
equação
que receba esta corrente
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
determinar o máximo
rimeira Lei da
símbolo
[19].
entre o ambiente e o volume de controle
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
equação
corrente
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
, conforme mostrado na Fig.
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente
máximo
ei da
símbolo
(
pode
(
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
equação
corrente
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
Fig.
. A única interação térmica do sistema é a troca de calor reversível com o ambiente,
máximo
ei da
símbolo h
(4)
pode
(5)
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
equação
corrente
, sofra algum processo reversível, e devolva a corrente na
,
máximo
ei da
pode
Observe que a magnitude do termo do trabalho depende da magnitude do termo
No caso em que a temperatura e pressão inicial são superiores às do ambiente,
o termo do calor é negativo, assim como a diferença de entalpia entre o estado final e
18
inicial. A transferência de calor reversível assegura o menor valor em termos absolutos
para a interação calor, o que irá garantir o máximo valor do termo do trabalho em
módulo. O termo �123 é, portanto, o máximo trabalho que se pode obter quando a
corrente nas condições T1 e P1 é levada à condição do ambiente através de interação
térmica e, por conseguinte é a definição da exergia física. Substituindo a Eq. (5) em (4),
e denominando o termo �123 como exergia física, �:�, chegamos a:
�:� = (/+ − 54�+) − (/4 − 54�4) (6)
2.2.2 Exergia Química
No cálculo da exergia física, considera-se que o estado final do sistema é de
equilíbrio restrito com o ambiente, ou seja, temperatura e pressão ambientais.
Entretanto, admite-se que, caso o sistema possua uma composição química diferente do
ambiente, aquele ainda poderá realizar trabalho devido à diferença de potencial
químico. Esse estado final de equilíbrio irrestrito com o ambiente, em que as espécies
químicas do sistema se encontram na mesma concentração em que existem no ambiente
natural, é denominado estado morto. Formalmente, a exergia química pode ser definida
como a quantidade máxima de trabalho obtida quando uma substância é levada do
estado de equilíbrio restrito com o ambiente para o estado morto através de processos de
transferência de calor e troca de espécies químicas.
Portanto, para o cálculo da exergia química, torna-se necessário a caracterização
precisa das substâncias que compõem o ambiente. Esta definição é passível de
discussão, pois se sabe que existe variação temporal e espacial da composição química
da atmosfera, da crosta terrestre e dos mares. Não existe hoje uma convenção
universalmente aceita de uma composição de ambiente padrão.
MUÑOZ e MICHAELIDES [20] conduziram um estudo em que foi avaliado o
impacto de onze diferentes modelos de composição química do ambiente nos resultados
de análises exergéticas de três plantas distintas de geração de energia. Na revisão
bibliográfica deste trabalho, os autores ponderaram que a concepção de todos modelos
estudados buscam atender a três requisitos principais: (i) as substâncias que compõem o
19
ambiente de referência devem estar em equilibro termodinâmico; (ii) a definição do
ambiente de referência deve ser prática e inequívoca de forma a permitir o cálculo
sistemático da exergia química e (iii) os valores de exergia química devem ser
consistentes com a teoria econômica, atribuindo valores menores a substâncias
encontradas mais abundantemente no ambiente.
Foi verificado que nenhum modelo é capaz de cumprir concomitantemente os
três objetivos mencionados anteriormente. O principal motivo é que o meio ambiente
não se encontra totalmente em equilíbrio termodinâmico irrestrito, pois as
concentrações de seus componentes variam espacialmente e temporalmente. A tentativa
de modelar um ambiente em equilíbrio pode resultar em uma composição diferente do
natural, e será incapaz de atender ao terceiro requisito pois atribuirá valores altos de
exergia para substâncias abundantes na atmosfera.
Os autores julgaram que aqueles modelos que não atendem ao requisito (ii)
supracitado não são recomendáveis para serem utilizados como referência em análises
exergéticas pois não permitem que o cálculo de exergia química seja reproduzido com
facilidade por vários analistas e impedem a comparação exergética de diferentes
processos sob as mesmas bases. Adicionalmente, os autores avaliaram que os modelos
que não atendem ao requisito (iii) também não são recomendáveis, pois podem levar a
resultados que não condizem com a realidade física, como por exemplo, valores altos de
exergia para o ar, ou valores negativos de exergia. Finalmente, foi concluído que dos
onze modelos estudados, cinco são recomendáveis para serem utilizados em análises
exergéticas, sem que haja grandes diferenças nos valores de exergia química calculados
por cada um deles. Deve-se ressaltar que a composição química do ambiente destes
modelos não atendem integralmente à condição de equilíbrio termodinâmico. O modelo
de ambiente de referência utilizado neste estudo é o proposto por SZARGUT et al. [21],
um dos cinco recomendados pelos autores.
O modelo do ambiente, portanto, define para todas as substâncias que existem
naturalmente no ambiente –denominadas substâncias de referência- a concentração em
que ocorrem na pressão atmosférica de 101,325 kPa e temperatura de 25 ºC, sejam elas
no estado gasoso na atmosfera, no estado sólido na crosta da terra ou líquido, imerso
nos mares. Estes dados caracterizaram completamente o estado morto de cada
substância de referência, permitindo assim, calcular a diferença de exergia entre o
20
estado de equilíbrio restrito e o estado morto (doravante representado através de um
asterisco *). Observa-se que ambos estados estão sujeitos à temperatura ambiente.
Assim, utilizando a definição de potencial químico, representado pelo símbolo µ , pode-
se simplificar o cálculo da exergia química de substâncias de referência, conforme
apresentado na Eq. (7). Esta foi escrita na base molar, por ser mais conveniente no
cálculo de exergia química:
��;�� = </=4,; − 54��4,;? − </=;∗ − 54��;∗? = A4,; − A;
∗ (7)
O cálculo da exergia química de substâncias que não ocorrem naturalmente no
ambiente não pode ser feita da mesma maneira. O valor de exergia química destas
substâncias deve contabilizar o trabalho gasto em sintetizar esta espécie química a partir
das substâncias de referência. Assim, é definido uma reação de referência, sujeita à
pressão e temperatura ambientes, em que um dos reagentes seja a espécie química i cujo
valor de exergia está sendo investigado e que todos os outros co-reagentes e produtos
sejam substâncias de referência. Calculado em base molar do reagente investigado, o
máximo trabalho reversível obtido de uma reação química nestas condições é dado pela
diferença entre os potenciais químicos dos reagentes e dos produtos [19]:
��789 = ∑ <A4,C · DC?C + A4,; − ∑ <A4,E · DE?E = −F��4 (8)
onde o índice R indica os co-reagentes, o índice P indica os produtos e o símbolo υ
indica o coeficiente estequiométrico de determinada substância da reação de referência.
O termo ∆��4 é chamado de variação da energia livre de Gibbs para a reação de
referência, calculado em base molar. Ao calcular o balanço exergético da reação de
referência, substituir o termo do trabalho reversível pela Eq. (8) e calcular a exergia
química molar dos co-reagentes (��C��) e produtos (��E��) pela Eq. (7), chega-se à equação
da exergia química molar da substância i:
��;�� = −F��4 + DE ∙ ��E�� − DC ∙ ��C�� (9)
21
Nota-se que as Eqs. (7) e (9) dependem apenas da escolha do modelo e dos
valores de pressão e temperatura ambiente e não dependem das condições específicas
em que o cálculo de exergia está sendo realizado. Convenientemente, para determinado
modelo de ambiente e condições ambientais, torna-se possível apresentar em forma de
tabela os valores de exergia química, em base mássica (�H��) ou molar (��H��), para as
mais diversas espécies químicas. Estes valores são referidos como exergia química
padrão e são usualmente apresentados considerando a pressão ambiente de 101,325 kPa
e temperatura de 25 ºC.
O cálculo sistemático de exergia química em análises exergéticas, portanto,
consiste em atribuir aos constituintes de cada corrente os valores de exergia química
padrão ponderados pela fração molar x daquele constituinte, conforme apresentada na
Eq. (10).
���� = ��;�� ∙ �; (10)
Dois casos, no entanto, necessitam de cálculos adicionais. O primeiro caso se
refere ao cálculo de exergia química de uma mistura de gases. Neste caso, no estado de
equilíbrio termodinâmico restrito com o ambiente, a pressão total da mistura é igual à
pressão atmosférica e cada constituinte da mistura se encontra a uma determinada
pressão parcial, inferior à P0. A exergia química padrão de cada constituinte contabiliza
a diferença de exergia entre o estado restrito de equilíbrio termodinâmico com o
ambiente (P0 e T0) e o estado morto, caracterizado por T0 e a pressão parcial em que
aquele constituinte se encontra naturalmente no ambiente. Portanto, é necessário
contabilizar um termo que quantifique a exergia necessária para que aquele constituinte
seja comprimido da pressão em que se encontra na mistura até a pressão atmosférica.
Para gás ideal, este termo pode ser calculado pelo trabalho requerido para uma
compressão isotérmica. Sendo assim, para mistura de gases, a exergia química molar da
mistura será calculada através da Eq. (11), onde R se refere à constante universal dos
gases.
���� = ∑ �; ∙ ��;�� + I ∙ 54 ∙ ∑ �; ∙ ln (�;);; (11)
22
O segundo caso se refere ao cálculo de exergia química para combustíveis
industriais. Estes são usualmente formados por inúmeros compostos químicos, muitas
vezes desconhecidos. Sem a composição química exata do combustível, o cálculo da
exergia química através da metodologia apresentada não é possível. BEJAN et al. [22]
apresentam relações matemáticas que permitem obter o valor da exergia química a partir
de dados do poder calorífico superior do combustível (PCS) e da composição elementar
do combustível, que são informações a que normalmente se tem acesso. A exergia
química de carvão seco e sem cinzas em base mássica (�K���) pode ser expressa por:
�K��� = (��)K� − 54 ∙ L�K� + DMN��MN − DKMN��KMN − DONM��ONM − DPMN��PMN − DQN��QNR +
LDKMN��KMN�� + DONM��ONM
�� + DPMN��PMN�� + DQN��QN
�� − DMN��MN��R (12)
onde D se refere aos coeficientes estequiométricos da reação de combustão de um
kilograma de carvão, apresentada na Eq. (13):
(SK ∙ C + SO ∙ H + SQ ∙ N + SP ∙ S + SM ∙ O) + DMNO� →
DKMNCO� + DONMH�O(X) + DPMNSO� + DQNN� (13)
Os símbolos zC, zH, zN, zS e zO se referem à quantidade de moles por unidade de
massa de carvão seco e sem cinzas de carbono, hidrogênio, nitrogênio, enxofre e
oxigênio, respectivamente. A análise elementar do carvão fornece os dados necessários
para calcular estes coeficientes. O balanço de massa por elemento da Eq. (13) permite
obter os coeficientes estequiométricos necessários ao cálculo da exergia química
indicado na Eq. (12).
Caso não se tenham disponíveis valores medidos do poder calorífico superior do
carvão e da entropia, pode-se obter valores calculados através das Eqs. (14) e (15)
respectivamente, onde y se refere às frações mássicas de determinado elemento:
(��)K� = Y152,19�O + 98,767] ∙ ^_`ab c + �O − (`de`f)
g h (14)
23
�K� = S� ∙ ^37,1653 − 31,4767 ∙ exp _−0,564682 ∙ mnmaomp
c + 20,1145 ∙ mdmaomp
+
54,311∙SNSC+SN+44,6712∙SSSC+SN
(15)
Caso se deseje calcular a exergia química do carvão como recebido <�Kq7�� ?, ao invés de
seco e sem cinzas, é necessário utilizar:
�Kq7�� = 0,7918 ∙ �K�
�� + 4,+++�+g,4+r ∙ ��ONM(s)
�� (16)
em base mássica de carvão “como recebido”.
2.2.3 Balanço de Exergia
Nas seções 2.2.1 e 2.2.2 é apresentada a formulação matemática que permite
calcular a exergia química e física de correntes com composição, temperatura e pressão
determinadas. Esta etapa é necessária para que se possa realizar um balanço de exergia,
que é a equação que permite efetivamente quantificar o trabalho perdido devido à
geração de entropia, o que, em última análise, é o propósito de se conduzir uma análise
exergética.
A Eq. (17) apresenta o balanço de exergia para um volume de controle em
estado permanente, que são hipóteses tipicamente aplicadas à simulações de plantas de
geração de energia.
∑ ��t,HH − ��3� + ∑ ��2 − ∑ ��u − � = 0u2 (17)
O subscrito e indica os fluxos de entrada de exergia no volume de controle e o s
os fluxos de saída de exergia. O termo ��3� se refere à taxa de trabalho realizado pelo
volume de controle. A interação do volume de controle na forma de trabalho é,
evidentemente, totalmente contabilizada como exergia. O termo ��t,H se refere às
24
interações térmicas do volume de controle. A transferência de energia sob a forma de
calor é acompanhada por aumento ou redução de entropia, e portanto, a magnitude do
termo calor não pode ser contabilizada integralmente como exergia. A exergia de uma
interação térmica, que ocorre a uma temperatura 5H , é calculada através da Eq. (18),
onde � se refere à taxa de transferência de calor.
��t,H = _1 − vwvx
c · � H (18)
Em rápida análise, percebe-se a diferença entre as equações de balanço de
energia e exergia. Ao passo que na primeira, a diferença entre a taxa de energia dos
fluxos que entram e saem do volume de controle é integralmente transformada em calor
ou trabalho, a segunda mostra que a diferença da taxa de exergia entre os fluxos de
entrada e saída não é transformada completamente em interações de trabalho ou calor. A
diferença é exatamente o trabalho perdido devido à destruição de exergia do sistema,
cujo termo é representado pelo símbolo � . A destruição de exergia é diretamente
relacionada à taxa de geração de entropia, ��z87, através da Eq. (19).
� = 54 ∙ ��z87 (19)
Deste modo, pode-se concluir que o processo ou sistema ideal é aquele em que
não ocorre geração de entropia. Deste raciocínio é que se pode conceber um parâmetro
de eficiência de Segunda Lei da Termodinâmica para avaliar o desempenho
termodinâmico de equipamentos e processos. BEJAN et. al [22] propõem que a
eficiência exergética de um sistema seja calculada a partir da tarefa que aquele sistema
executa. Portanto, o analista é solicitado a identificar as interações que servem como
recurso para que o sistema execute a tarefa e as interações que são o produto daquela
tarefa. Desse modo, a eficiência � seria calculada através da Eq. (20):
� = 2{21|H} ~�u :1�~���u2{21|H} ~�u 12��1u�u (20)
25
A diferença entre os recursos e produtos é justamente a destruição de exergia do
sistema, que é a causa de sua ineficiência.
O mesmo conceito é aplicado para se obter a eficiência global da planta. Para
ciclos de potência, a exergia da vazão de combustível (��q���) é o recurso da planta, ao
passo que a potência elétrica gerada (�� 8X8) é o produto, ao passo que a eficiência do
ciclo é calculada por:
��H��� = �� �s�������
(21)
HORLOCK et al.. [23] discutiram em seu estudo diferentes maneiras de se
calcular a eficiência exergética de plantas. Uma das possibilidade é considerar como
recurso a diferença de exergia entre a corrente de combustível e dos gases de exaustão.
Neste trabalho será adotado como recurso o valor total da exergia contida no
combustível, uma vez que esta definição é aquela que tem sido usada mais
freqüentemente na literatura ([18],[20] , [22],[24], e [25]).
Para a análise termodinâmica de ciclos, é útil ainda analisar a contribuição de
cada componente na destruição de exergia total da planta. Para tal, BEJAN et. al [18]
sugerem como parâmetro a razão de destruição de exergia – chamado também de
defeito de eficiência por KOTAS [19] –, �; , calculado como o quociente entre a
destruição de exergia do equipamento avaliado e a exergia total do combustível:
�; = ���������
(22)
Alternativamente, pode-se calcular o parâmetro em relação à destruição de
exergia total da planta ao invés da exergia do combustível, ��;,vide Eq. (23).
��H = ���������
(23)
26
2.3 Análise Exergética aplicada aos Ciclos Rankine e IGCC
PRINS et al. [26] realizaram um estudo comparativo de destruição de exergia
nas reações de combustão e gaseificação de carbono. O trabalho concluiu que a
gaseificação, por ocorrer em temperatura inferior à da combustão, apresenta perdas
exergéticas menores, pois há menor transferência de calor entre reagentes e produtos,
diminuindo a geração de entropia.
Este estudo oferece uma análise exergética aprofundada destas reações químicas.
No entanto, ele não permite comparar a eficiência dos ciclos de gaseificação e
combustão na geração de energia elétrica, pois a análise foi limitada às reações químicas
isoladas, dissociadas dos ciclos em que elas são empregadas. A comparação completa só
pode ser feita mediante o cálculo do balanço de exergia de todo o ciclo - desde o carvão
até a energia elétrica.
ERDEM et. al [27] realizou uma análise exergética de tal tipo para nove usinas
térmicas operando com ciclo Rankine a carvão, sob o controle do governo da Turquia.
Os autores obtiveram dados reais de operação da planta e construíram modelos em um
simulador de processos. Todas as plantas operavam um ciclo Rankine subcrítico com
reaquecimento e aquecedores de água de baixa e alta temperatura. As condições de
vapor eram comparáveis entre os diferntes trabalhos, com a pressão do vapor principal
variando entre 12,6 e 17,2 MPa e temperatura entre 535 e 540 ºC. As usinas tinham
potências entre 150 e 360 MW e apresentam eficiência exergética global - definida
como a razão entre a potência gerada e a exergia contida no carvão consumido - entre
29-38%, sendo que a maior parte da destruição de exergia ocorre na caldeira.
SENGUPTA et. al [28] também realizaram uma análise exergética em uma
planta de carvão operando sob o ciclo Rankine subcrítico com reaquecimento e
condições de operação similares. Além de calcular os balanços de exergia, os autores
avaliaram o impacto de determinados parâmetros na eficiência global da planta;
parâmetros tais quais a pressão no condensador, fator de carga e o desempenho dos
aquecedores de água. A eficiência exergética de toda planta foi calculada em
aproximadamente 36%, sendo que assim como no estudo de ERDEM et. al [27], foi
concluído que a maior destruição de exergia ocorre na caldeira.
27
ROSEN [25] conduziu uma comparação exergética entre ciclos Rankine de uma
planta termoelétrica a carvão e de uma usina nuclear, analisando em detalhe as
diferenças entre o processo de geração de vapor de cada ciclo. A eficiência do ciclo a
carvão calculado foi de 36%. O autor avaliou que a caldeira é responsável por 72% da
destruição exergética global da planta, sendo que a perda decorre das irreversibilidades
intrínsecas da combustão e da troca de calor através de grandes diferenças de
temperatura entre os gases de exaustão quentes e a água de caldeira.
JIN et al. [29] avaliaram o desempenho exergético de um ciclo Rankine
supercrítico a carvão e de um ciclo combinado alimentado com gás natural liquefeito.
Em função das maiores pressão e temperatura do vapor, fator que diminui a destruição
de exergia na caldeira, o ciclo apresenta um desempenho exergético de 40%, superior
aos demais descritos na literatura. A eficiência de Segunda Lei do ciclo combinado foi
calculado em 46%, sendo que o combustor é o componente responsável por quase 72%
da destruição de exergia global da planta. Os autores ponderam que no ciclo combinado
o fluido de trabalho – os gases de exaustão do combustor - absorve o calor cedido pela
combustão à temperatura de 1100 ºC, enquanto no ciclo Rankine, o fluido de trabalho é
o vapor e absorve a energia da combustão a um nível menor. A diferença de temperatura
entre o doador de energia e o receptor, menor no caso do ciclo combinado, é um dos
motivos da eficiência superior deste ciclo em relação ao Rankine.
A Tab. 5 apresenta um resumo de dados selecionados das plantas Rankine dos
artigos encontrados na literatura. Deve-se ressaltar que não foi encontrado nenhum
trabalho que estendesse a análise exergética ao sistema de dessulfurização dos gases de
exaustão.
Existem menos registros na literatura de estudos exergéticos do ciclo de IGCC,
possivelmente por ser uma aplicação mais recente. KIM et al. [24] realizaram uma
análise de Segunda Lei da Termodinâmica de uma destas plantas, composta por um
gaseificador de leito arrastado com alimentação de carvão seco (dry coal entrained flow
gasifier), saturador de gás, sistema de limpeza de gás, além do ciclo combinado
propriamente dito. Foi calculada uma eficiência exergética global de 42%, sendo que a
turbina a gás era o equipamento sujeito à maior destruição de exergia. Em seguida, os
autores avaliaram as irreversibilidades de cada componente da planta à luz das
restrições tecnológicas para melhoria dos equipamentos e concluíram que embora a
28
maior perda de exergia tenha sido na turbina a gás, o sistema de resfriamento e limpeza
do gás de síntese tem o maior potencial para melhorar o desempenho global da planta.
Tabela 5 – Resumo de dados selecionados das plantas Rankine descritas na literatura. Referência Potência Condições
do vapor principal
Condições do vapor de re-aquecimento
Eficiência exergética da
planta
Eficiência exergética dos componentes
(MW) (MPa e ºC) (MPa e ºC) % %
[27] 150 - 360
Pressão 12,6 – 17,2
Temperatura 535 -540
Pressão 2,2 – 4,0
Temperatura 535 -540
29 – 38
BL 36 – 48 ST 64 - 98
BFP 52 – 87 FWH 66 - 100
[28] 210
Pressão 14,7
Temperatura 537
Pressão 3,4
Temperatura 537
36 BL – 40
[25] 505
Pressão 16,9
Temperatura 538
Pressão 4,0
Temperatura 538
36 BL – 49 ST – 82
FWH - 85
[29] 666
Pressão 24,2
Temperatura 538
Pressão 3,8
Temperatura 593
40 BL - 54
BL – Caldeira; ST = Turbinas; BFP = Bomba de água de caldeira; FWH = Aquecedores de água.
KUNZE et al. [30] avaliaram exergeticamente um ciclo IGCC, que
diferentemente da planta descrita por KIM et al [24], possui um sistema de limpeza a
frio do gás - com unidades de remoção e recuperação de enxofre – além de um sistema
de captura e remoção de dióxido de enxofre. Este sistema possui reatores à montante da
turbina a gás que transformam o monóxido de carbono em dióxido e o separa da
corrente de gás combustível através de um processo de absorção física. Os autores
obtiveram uma eficiência de Segunda Lei de 40% e compararam o desempenho da
planta real a uma planta ideal, em que a destruição de exergia ocorresse somente devido
às irreversibilidades das reações químicas, que não podem ser totalmente evitadas. Os
autores concluíram que o sistema de limpeza de gás é o componente que oferece
possibilidades efetivas de aumento de eficiência do ciclo.
29
ERLACH et al [31] compararam o desempenho de uma planta IGCC com
remoção de dióxido de carbono e um processo de gaseificação dotado com um ciclo
combinado cuja fonte de energia provém de uma reação de combustão chamada de
chemical looping, em que um metal é alternadamente oxidado em uma seção de um
reator, liberando a energia necessária ao ciclo, e reduzido em outra seção,
transformando o monóxido de carbono do gás de síntese em dióxido de carbono, pronto
para ser armazenado. O ciclo com a turbina a gás convencional, similar às outras
referências, apresentou uma eficiência de 34%.
DE et al. [32] e [33] publicaram um estudo em dois artigos em que analisaram
parametricamente o desempenho de uma planta simplificada, dotada de gaseificador,
sistema de limpeza de gás a quente, turbina a gás e o ciclo a vapor. Em especial, foi
analisado o impacto em se utilizar múltiplas seções de pressão no recuperador de calor
na eficiência total do ciclo. Em um caso base, foi relatada uma eficiência exergética de
31%.
A Tab. 6 resume os principais dados das plantas de IGCC encontradas na
literatura, informando o processo simulado, a potência da planta, a temperatura de
entrada da turbina a gás, a eficiência exergética da planta e a destruição de exergia de
alguns componentes, calculada em relação a exergia do combustível (�).
Não foram encontrados artigos cujo escopo compreendesse ambos os ciclos
Rankine e IGCC, tal qual a proposta deste trabalho. Espera-se que a comparação dos
resultados de análise exergética dos dois ciclos ajude a identificar vantagens e
desvantagens de cada um, contribuindo para a discussão de qual processo será mais útil
em atender às necessidades energéticas do futuro com reduzidos impactos ambientais.
30
Tabela 6 - Resumo de dados selecionados das plantas IGCC descritas na literatura.
Referência Descrição Potência Temperatura à
Entrada da Turbina
Eficiência exergética da planta
�
(MW) ( ºC) % %
[24]
Gaseificador (dry coal
entrained flow), saturador, sistema de limpeza de gás,
GT e ciclo a vapor.
282 - 42
GS – 10 GT – 24
HRSG – 4 ST - 3
[30]
Gaseificador (dry coal
entrained flow), saturador, resfriamento do gás,
remoção e recuperação de enxofre, remoção de CO2,
GT e ciclo a vapor.
412 1320 40
GS – 9 GT – 32 SC - 2
AGR/ CL – 7 HRSG – 2
ST - 2
[31]
Gaseificador (dry coal
entrained flow), saturador, resfriamento do gás,
remoção e recuperação de enxofre, remoção de CO2,
GT e ciclo a vapor
785 1350 34
GS – 18 GT – 21
SC/BGC - 2 AGR/CL – 4
HRSG – 1 ST - 2
[33]
Gaseificador (leito fluidizado), sistema de
limpeza de gás quente, GT e ciclo a vapor
42 1779 31
GS – 24 GT – 20
HRSG – 4 ST - 21
GS = Gaseificador, GT = turbina a gás, HRSG = recuperador de calor, ST = turbina a vapor, SC = saturador e filtro scrubber, AGR = unidade de remoção de enxofre, CL = unidade de recuperação de enxofre, BGC = bateria de resfriadores de gás.
31
3 METODOLOGIA
Para cumprir com o objetivo proposto, deve-se obter dados de operação de
plantas de ciclo Rankine e IGCC que possam ser reproduzidos em um simulador de
processos apto a realizar cálculos exergéticos. Este capítulo está dividido em duas partes
nas quais se explica em detalhe a metodologia empregada. A seção 3.1 apresenta o
estudo de referência dos quais se obtiveram os dados de operação dos ciclos e descreve
as plantas simuladas dos ciclos Rankine e IGCC, salientando as simplificações adotadas
nas simulações em relação estudo de referência. A seção 3.2 descreve o simulador
IPSEpro; as seções 3.2.2 e 3.2.3 descrevem o arcabouço teórico dos modelos de
componentes utilizados na simulação assim como as considerações adotadas no
emprego destes modelos na simulação. Ao final, é descrita a implementação dos
cálculos de exergia nas simulações.
3.1 Plantas Energéticas
O Departamento de Energia dos Estados Unidos realizou um estudo em que
foram simulados cinco processos de geração elétrica movidos a carvão mineral, com o
objetivo de avaliar o desempenho e custo de termoelétricas projetadas com a tecnologia
“estado da arte” disponível no mercado [34]. Estas plantas foram projetadas sob as
mesmas condicionantes – combustível, condições locais, nível de potência e restrições
ambientais – o que as torna uma excelente referência para comparação, pois facilitam a
análise das diferenças inerentes a cada processo. Os cinco casos simulados foram: (a)
ciclo Rankine subcrítico a carvão pulverizado; (b) ciclo Rankine supercrítico a carvão
pulverizado; (c) IGCC com tecnologia General Electric Energy (GEE); (d) IGCC com
tecnologia ConocoPhillips (CoP) e (e) IGCC com tecnologia Shell. Este trabalho optou
simular o ciclo Rankine subcrítico e o ciclo IGCC de tecnologia GEE por serem, dentro
de cada processo, tecnologias importantes e com número considerável de plantas
existentes.
32
As condições locais consideradas no estudo foram temperatura ambiente de 15
ºC e umidade relativa de 60%. O combustível considerado foi o carvão betuminoso,
cuja composição mássica está apresentada na Tab. 7. Os processos apresentados no
estudo incluem todos os equipamentos auxiliares necessários para que as plantas
atendam, no mínimo, aos níveis de emissão de SO2, NOx, mercúrio e particulados
estipulados pela legislação americana atual para novas plantas. Estes limites estão
apresentados na Tab. 8. Estão apresentados também, a título de informação, os limites
de emissão de poluentes da legislação brasileira para plantas termoelétricas movidas a
carvão [35]. Deve-se observar que diferententemente da norma americana, o limite de
emissão da lei brasileira é calculado em relação poder calorífico do carvão, ao invés de
em relação a energia gerada. Um segundo ponto é que atualmente não existe legislação
federal brasileira limitando a emissão de NOx e mercúrio para plantas de potência
alimentadas a carvão.
Tabela 7 – Composição do carvão betuminoso “como recebido”. Elemento Químico Teor em massa (%) Carbono 63,94 Hidrogênio 4,51 Nitrogênio 1,25 Oxigênio 6,90 Enxofre 2,52 Água 11,15 Cinzas 9,73 Total 100,00
Tabela 8 – Limites de emissão de poluentes estipulados pela legislação americana e brasileira para plantas a carvão.
Contaminante Limite de Emissão da Legislação Americana
(kg/MWh)
Limite de Emissão da Legislação Brasileira
(g/1,0·106 kcal) SO2 0,635 2000 NOx 0,454 - Particulados 6,8 ·10-3 800 Mercúrio 9,1 ·10-6 -
3.1.1 Ciclo Rankine Subcrítico
33
A Fig. 8 apresenta o diagrama do ciclo Rankine simulado, com todos seus
componentes, e identifica correntes selecionadas. As condições de operação destes
pontos estão apresentadas na Tab. 10 e a composição química está apresentada na Tab.
9. Para fins de clareza, optou-se por representar um esquema simplificado do ciclo,
omitindo correntes menores como por exemplo, aquelas advindas do vazamento da
turbina ou utilizadas em turbinas auxiliares para acionamento mecânico. A simulação
efetiva, conforme modelada no IPSEpro, considerou todas estas correntes menores e o
resultado está apresentado no ANEXO A com as condições de operação de todos os
pontos.
Na corrente 1, aproximadamente 55 kg/s de carvão são queimados em uma
caldeira (BL), que produz vapor para ser admitido na turbina. A caldeira é composta
por economizador, evaporador, tubulão, superaquecedor, reaquecedor e pré-aquecedor
de ar, além de ser equipada com soprador de ar primário (PAF) e soprador forçado
(FDF), que admitem 551 kg/s de ar a ser utilizado na combustão do carvão, o que
resulta em uma razão estequiométrica de aproximadamente 1,14.
Tabela 9– Composição mássica de correntes selecionadas do ciclo Rankine.
Na caldeira são produzidos 468 kg/s de vapor a uma temperatura de 566 ºC e
pressão de 16,7 MPa (corrente 8). Esta corrente é direcionada até a turbina de alta
pressão (HPT), em que é expandida até 4,2 MPa (corrente 9). O vapor é então
reconduzido até a caldeira e no reaquecedor sua temperatura é elevada novamente até
566 ºC (corrente 10), sendo direcionado até a turbina de média pressão (IPT) para que
se expanda até 1,2 MPa e 395 ºC (corrente 11). A turbina de baixa pressão (LPT) admite
Componente Químico
Gases de Exaustão
Gases de Exaustão
Limpo
Ar Solução CaCO3
Solução CaSO4
Ar 0,012 - 0,013 -- CO2 0,215 0,205 - - - H2O 0,053 0,107 0,006 0,700 0,838 N2 0,690 0,662 0,751 - - O2 0,027 0,026 0,23 - - SO2 0,005 0,000 - - - CaCO3 - - - 0,300 - Ca(OH)2 - - - - 0,021 CaSO4 - - - - 0,141
34
esta corrente e a expande até o vácuo do condensador (CD) de 0,007 MPa (corrente 12).
O vapor, que ao sair da turbina está úmido, é condensado totalmente, sendo resfriado até
a temperatura de 39 ºC. Em seguida, o condensado é bombeado através da primeira
bateria de aquecedores (FWH) que, alimentados por extrações da turbina de baixa
pressão, elevam a temperatura da água até 140 ºC (corrente 13). A corrente de água
segue para o desaerador (DA) para remover ar dissolvido na água que possa ter
eventualmente infiltrado devido à operação em vácuo do condensador. O desaerador é
aquecido por uma vazão de 28,3 kg/s de vapor obtida da linha de exaustão da turbina de
média pressão. A corrente principal deixa o desaerador e é bombeada até a pressão de
21,5 MPa. Subseqüentemente, passa pela segunda bateria de aquecedores - desta vez
alimentados por extrações da turbina de média e uma derivação da exaustão da turbina
de alta pressão - e finalmente é alimentado à caldeira a uma temperatura de 251 ºC
(corrente 14), para que se reinicie o ciclo do vapor.
Tabela 10 – Condições de operação em pontos selecionados do ciclo Rankine. Número Corrente
Fluido ou sólido Temperatura (ºC)
Pressão (MPa)
Vazão (kg/s)
1 Carvão 25 - 55,1 2 Gases de exaustão 177 0,1 600,9 3 Gases de exaustão Limpo 57 0,1 643,8 4 Solução carbonato de cálcio 65 0,1 18,1 5 Água 65 0,1 58,7 6 Solução de gesso 57 0,1 41,0 7 Ar 169 0,3 7,0 8 Água 566 16,6 463,4 9 Água 366 4,3 429,0 10 Água 566 3,8 433,0 11 Água 395 1,2 411,6 12 Água 39 0,007 306,7 13 Água 140 2,6 384,8 14 Água 251 21,4 467,6
Após cederem o calor necessário à geração de vapor, os gases de exaustão
deixam a caldeira a 177 ºC (corrente 2), passam por um filtro de particulados e pelo
soprador de tiragem induzida (IDF), que o encaminha para o reator de dessulfurização
(FGD - flue gas desulfurization), para que seja removido o dióxido de enxofre gerado na
combustão do carvão. Neste reator, é alimentada uma mistura de carbonato de cálcio
(CaCO3) triturado com água (corrente 4). A reação entre estas duas espécies forma
35
Figura 8 – Ciclo Rankine subcrítico.
36
hidróxido de cálcio (Ca(OH)2) e dióxido de carbono. O hidróxido de cálcio, por sua
vez, reage com dióxido de enxofre presente nos gases de exaustão e com o oxigênio
presente na corrente de ar alimentada para o reator (corrente 7) e forma sulfato de cálcio
(CaSO4) e água. O sulfato de cálcio é removido do reator e armazenado (corrente 6). O
dihidrato do sulfato de cálcio é o gesso, que tem aplicações comerciais. Os gases de
exaustão deixam a chaminé a uma temperatura de 56 ºC (corrente 3).
No estudo de referência são calculados os níveis de emissão de contaminantes da
planta. A simulação construída neste trabalho não é capaz de calcular os teores de
particulados, mercúrio ou NOx presentes na corrente de gases de exaustão, uma vez que
os modelos de carvão e combustor do IPSEpro não são capacitados para tal. A
simulação dos equipamentos relacionados à remoção destes contaminantes se limitou às
interações termodinâmicas destes com a corrente de gases de exaustão, como por
exemplo perda de pressão ou diminuição de temperatura, e não reproduziu a eficiência
de remoção propriamente dita. Para o propósito deste trabalho, tal consideração não
acarreta em prejuízo na validade dos resultados, uma vez que não altera os fluxos de
exergia da planta.
No caso dos particulados e mercúrio, a remoção se dá através de filtros, sendo
que a perda de pressão acarretada por eles foi devidamente simulada. O controle de
emissão de NOx se dá através de dois dispositivos. O primeiro é a utilização de
queimadores de baixa emissão, o que não altera a simulação em nenhum aspecto. O
segundo dispositivo para redução de emissão é a instalação de um reator catalítico (SCR
– Selective Catalytic Reactor) na saída dos gases de exaustão, em que amônia é injetada
para transformar os óxidos de nitrogênio em nitrogênio. Como o nível de NOx na saída
da caldeira já é muito reduzido devido ao controle de emissão pré-combustão, a injeção
de amônia é muito pequena e produz um efeito desprezível no balanço de massa e
energia dos gases de exaustão, sendo, portanto, desconsiderado. O consumo de potência
referente aos auxiliares desta unidade foram utilizados para calcular a eficiência global
do ciclo.
3.1.2 Ciclo Combinado Integrado à Gaseificação
37
A Fig. 9 mostra os principais equipamentos e correntes do IGCC e as Tab.11 e
Tab. 12, respectivamente, apresentam os pontos de operação e composição química de
correntes selecionadas. No APÊNDICE A, está apresentada a simulação completa,
conforme calculada pelo IPSEpro, com as condições de operação de todas as correntes.
O gaseificador (GS) opera a uma temperatura de aproximadamente 1315 ºC e é
alimentado com uma corrente misturada de água com carvão triturado (corrente 1) e
uma corrente de oxigênio egressa da unidade de separação de ar (ASU), pressurizada a
aproximadamente 6,8 MPa (corrente 2). O gaseificador é do tipo leito arrastado
(Entrained Flow), em que o combustível e o agente gaseificador escoam na mesma
direção. O tempo de residência é reduzido e por este motivo, é necessário um alto
consumo de oxidante, de forma a manter uma alta temperatura de reação e garantir a
máxima conversão do combustível. Opera-se neste nível de pressão, pois, desta forma,
despende-se menos energia em compressão do que se optasse por um reator em
condição atmosférica e posterior compressão do gás de síntese para alimentação do
combustor da turbina a gás. O gaseificador produz 132 kg/s de gás de síntese cru, que
consiste principalmente de hidrogênio, monóxido de carbono e água.
Tabela 11 – Condições de operação em pontos selecionados do ciclo IGCC.
Número Corrente
Fluido ou sólido Temperatura (ºC)
Pressão (MPa)
Vazão (kg/s)
1 Mistura carvão e água 61 7,1 87,0 2 Oxigênio 97 6,8 51,6 3 Gás de Síntese Cru 42 5,1 114,0 4 Gás Combustível 180 3,2 117,9 5 Exaustão Claus 877 0,2 6,5 6 Enxofre - - 1,3 7 Gases de Exaustão 1243 1,6 1095,4 8 Gases de Exaustão 602 0,1 1095,4 9 Água 566 19,3 193,8 10 Água 288 0,5 9,6 11 Água 362 3,1 193,8 12 Água 294 0,4 208,6 13 Água 503 1,7 5,8 14 Água 135 2,6 54,7 15 Água 150 15,5 255,4 16 Água 135 4,1 3,2 17 Água 335 13,8 146,7 18 Gases de Exaustão 129 0,1 1095,4
38
Figura 9 - Ciclo IGCC.
AC
P-2 GS
O2C
2
CSP
SC
BGC
ASU
URE
FGE
SBC
N2C
GT
8
CF
HP SH1
HP SH2
HP EV
HP ECO1
HP ECO2
17
HPT
IPT
RH
3
LP ECO1
LP EV
LP SHLP
T
CD
CP
DA
HP BFP
LP BFP
IP BFP
Circuito
Água Caldeira
CIRCUITO
ÁGUA
CALDEIRA
CIRCUITO
DE ÁGUA DE
CALDEIRA
SS
PH
5SUCD
SUCV
SUCD
6
Enxofre
HR
TGC
1
18
4
1312
7
9
11
10
14
16
15
Tail / Claus Gas
Gás Ácido / Sour
39
A esta temperatura, as cinzas presentes no carvão se fundem. Para que sejam
removidas da corrente de gás de síntese, deve-se resfriá-las até que se solidifiquem, com
a precaução em transitar rapidamente entre a faixa de temperatura abaixo da fusão das
cinzas e acima do ponto de amolecimento. Nesta zona de temperatura as cinzas se
aglomeram e podem aderir ao equipamento trazendo danos à sua operação. Assim, o
reator é projetado de tal forma que o gás de síntese ao sair do gaseificador é direcionado
a um trocador de calor radiante. O gás é resfriado até 593ºC, reaproveitando o calor para
gerar vapor de alta pressão (corrente 17). As cinzas se solidificam e se acumulam no
fundo do reator em um banho de água, por onde são removidas.
Tabela 12 - Composição mássica de correntes selecionadas do ciclo IGCC. Componente Químico
Gases de Exaustão
Mistura Carvão Água
Oxidante Gás de Síntese
Cru
Gás Combustível
Exaustão Claus
Enxofre
Ar 0,012 - 0,040 0,018 - 0,013 - CH4 - - - 0,001 0,002 0,001 - CO - - - 0,542 0,524 0,098 - CO2 0,129 - - 0,375 0,371 0,314 - H2 - - - 0,038 0,037 0,010 - H2O 0,041 0,27 - 0,001 0,001 0,148 - H2S - - - 0,011 0,000 0,049 - N2 0,703 - 0,016 0,014 0,048 0,102 - O2 0,115 - 0,945 - - 0,000 - SO2 - - - - - 0,131 - Carvão - 0,63 - - - - - S - - - - - 0,133 1,000
Em seguida, para que possa ter seus contaminantes removidos, o gás produzido
continua a ser resfriado, uma vez que os sistemas de limpeza não podem operar em alta
temperatura. Nesta configuração do ciclo da General Electric, o gás é resfriado até 210
ºC, saturando-o com água. Subseqüentemente, o gás é conduzido para um filtro
scrubber (SC), em que são removidos cloretos provenientes do carvão mineral e
particulados. A água excedente que não é evaporada é utilizada para ser misturada ao
carvão triturado que irá alimentar o gaseificador.
A corrente é, então, conduzida por uma bateria de resfriadores (BGC). Nestes
resfriadores, condensa-se a maior parte da água e a encaminha para uma coluna de
destilação, denominada sour stripper (SS), em que se separam os teores de amônia e
dióxido de carbono eventualmente arrastados na condensação da água. A corrente do
40
fundo da coluna é reciclada de volta ao processo sendo utilizada para a saturação do gás
de síntese antes do scrubber. A carga térmica dos resfriadores é aproveitada no sistema
de geração de vapor.
Ao final da bateria (corrente 3), o gás de síntese se encontra a uma temperatura
de 42 ºC e é direcionado à unidade de remoção de enxofre (URE). O enxofre do gás de
síntese é proveniente do carvão alimentado ao gaseificador, aonde ele é transformado
quase que integralmente em ácido sulfídrico (H2S). Esta unidade opera através de um
processo físico de absorção do ácido sulfídrico presente na corrente de gás síntese,
gerando na saída da unidade uma corrente de gás com virtualmente nenhum enxofre,
doravante referido como gás combustível. O solvente é o polietileno glicol, cujo nome
comercial é SELEXOL, que também dá nome ao processo licensiado com este solvente.
O solvente, após absorver o enxofre, é regenerado em uma coluna de destilação
produzindo um gás ácido (com alto teor de ácido sulfídrico), a ser tratado
posteriormente. Deve-se ressaltar que a absorção do H2S pelo solvente é favorecido por
baixas temperaturas, daí o motivo de se resfriar o gás até aproximadamente 40 ºC. O
estudo de referência não simulou os processos internos a esta unidade, informando
apenas as condições de operação das correntes de entrada e saída.
Aproximadamente 4,0 kg/s de gás ácido é gerado na unidade de remoção de
enxofre, sendo posteriormente direcionada a uma unidade de recuperação de enxofre,
que o faz através de um processo denominado Claus. Esta corrente se mistura à corrente
do topo da sour stripper de 1,5 kg/s e é queimada em um forno (CF), que utiliza
oxigênio puro proveniente da unidade de separação de ar. As reações químicas
transformam o ácido sulfídrico em dióxido de enxofre e enxofre puro (corrente 5). A
temperatura da corrente é reduzida de forma que o enxofre se condensa e é separado
para armazenamento. Em seguida, o gás passa por dois estágios em que a temperatura é
novamente elevada em um pré-aquecedor (PH) para favorecer a transformação do
dióxido de enxofre e ácido sulfídrico em enxofre molecular em um reator catalítico
(SUCV). Após estes dois estágios, a pequena quantidade de enxofre na corrente de gás,
denominado tail gas, é hidrogenado em um reator (HR), transformando-o em ácido
sulfídrico, comprimindo-o e reciclando-o de volta à unidade de remoção de enxofre. São
produzidos 1,3 kg/s de enxofre para armazenamento (corrente 6).
41
O gás combustível gerado na unidade SELEXOL encontra-se em uma
temperatura de 45 ºC e pressão de 5,0 MPa. Logo depois, a corrente é aquecida e
expandida em um turbo-expansor (FGE) – em que se aproveita para gerar energia
elétrica - até a pressão de 3,2 MPa, para que seja alimentada na turbina a gás. Uma
corrente de gás limpo também produzida na unidade de remoção de enxofre, constituída
principalmente de dióxido de carbono e nitrogênio é comprimida e alimentada junto
com o gás combustível para a turbina a gás (GT), que ao final, recebe 118 kg/s de
combustível a uma temperatura de aproximadamente 181 ºC (corrente 4).
Ar egresso do compressor é admitido na câmara de combustão a uma pressão de
1,6 MPa. Os gases de exaustão deixam a câmara de combustão a 1243 ºC (corrente 7) e
são expandidos na turbina a gás, deixando-a a uma pressão de 0,1 MPa e temperatura de
600 ºC (corrente 8).
A corrente de 1095 kg/s de gases de exaustão passam, em seguida, pelo
recuperador de calor (HRSG), em que é gerado vapor para a turbina em dois níveis de
pressão mais um estágio de reaquecimento. Ao final, os gases de exaustão são expelidos
para a atmosfera a 132 ºC (corrente 18).
A caldeira produz 194 kg/s de vapor a uma pressão de 12,5 MPa e 566 ºC
(corrente 9), devendo-se observar que a carga térmica do evaporador (HP EV) é
dividida com o gaseificador. A corrente é expandida na turbina de alta pressão (HPT)
até 3,2 MPa e 362 ºC (corrente 11), retorna ao recuperador para um estágio de
reaquecimento e é conduzida à turbina de média pressão (IPT) a 566 ºC. Uma vazão de
5,7 kg/s é extraída da turbina a uma pressão de 1,7 MPa (corrente 13), para ser usada
como fonte de energia em aquecedores em outras partes do processo, sendo que o
restante é expandida até 0,4 MPa e 303 ºC (corrente 12). Subseqüentemente, 19,3 kg/s
de vapor de baixa pressão gerado no recuperador de calor a uma temperatura de 287 ºC
e pressão de 0,5 MPa (corrente 10), além de vapor produzido em outros resfriadores do
ciclo, são misturados à corrente principal e expandidos na turbina de baixa pressão
(LPT) até o vácuo do condensador de 0,007 MPa (corrente 17). A corrente é totalmente
condensada a uma temperatura de 39 ºC, sendo posteriormente bombeada até o
desaerador (DA) para remover ar que possa eventualmente ter infiltrado no processo. A
fonte de calor do desaerador é um aquecedor na última seção do recuperador de calor.
Na saída do desaerador, a corrente de condensado é dividida entre as bomba de alta,
42
média e baixa pressão. A primeira e a última reconduzem a água para a caldeira, ao
passo que a bomba de média pressão serve ao circuito de água de caldeira que é
utilizada nos aquecedores e resfriadores em diferentes pontos do ciclo.
O processo de gaseificação gera amônia, cloretos, particulados e ácido sulfídrico
como contaminantes. Assim como foi feito para os contaminantes do ciclo Rankine, a
eficiência da remoção de amônia, cloretos e particulados não foi simulada neste trabalho
e sim, as interações termodinâmicas entre as correntes de processo e os equipamentos
destinados à remoção destas espécies.
No estudo de referência [34], o enxofre presente no carvão é transformado
principalmente em ácido sulfídrico (H2S) e, em menor proporção, em sulfeto de
carbonila (COS) no gaseificador. Este sulfeto de carbonila é transformado em ácido
sulfídrico em um reator de hidrólise a jusante do filtro scrubber. O modelo do IPSEpro
para o gaseificador não permite o cálculo de formação de COS, portanto na simulação
este contaminante não foi considerado. Tal hipótese não afeta o cálculo das
propriedades termofísicas das correntes, pois o teor de COS é inferior a 0,02% em base
molar e pode ser desprezado. A queda da pressão da corrente de gás de síntese no reator
de hidrólise foi simulada e o aumento de temperatura devido à reação exotérmica de
hidrólise é desprezível e não foi considerado. A remoção do ácido sulfídrico foi
simulada completamente através das unidades de remoção (SELEXOL) e recuperação
de enxofre (Claus).
3.2 Modelagem das Plantas no Simulador
3.2.1 Simulador de Processos IPSEpro
O programa IPSEpro é uma ferramenta computacional para simular e analisar
processos de plantas industriais, em especial ciclos de potência [36]. Cada processo é
modelado através de uma rede de componentes correlacionados de maneira definida.
Cada componente, por sua vez, é descrito através de equações algébricas matemáticas,
43
sendo que o comportamento global do processo é o resultado do comportamento dos
componentes que o constituem e das relações estabelecidas entre eles.
Para modelar um processo, o IPSEpro define três classes de objetos. O
componente é o objeto unit, as relações entre os componentes são estabelecidas através
do objeto connection. O terceiro denomina-se global. Este não está diretamente
relacionado à rede de componentes, mas se refere à uma informação que pode ser
compartilhada por um número indefinido de objetos.
Em uma simulação de um processo industrial, cada tipo de equipamento é um
modelo do tipo unit, ao passo que as correntes que os ligam entre si são caracterizadas
por um objeto do tipo connection. A relação entre as diferentes correntes associadas a
um equipamento é determinada pelas equações matemáticas que o descrevem.
Tipicamente, o modelo considera as equações de conservação de massa e energia, além
de outras equações específicas aquele equipamento. A composição química de um
fluido é um objeto do tipo global, uma vez que uma mesma composição química pode
ser referenciada por diversas correntes.
O IPSEpro possui bibliotecas específicas com a compilação de modelos de
componentes típicos de ciclos de geração de potência. Neste trabalho, foram utilizados
modelos inclusos na biblioteca APP (Advanced Power Plant), na biblioteca GTP (Gas
Turbine Plant) e na biblioteca FGC (Flue Gas Cleanup), uma vez que estas possuem
modelos de componentes aplicáveis aos processos simulados. A seção 3.2.2 descreve
em detalhe os modelos utilizados destas bibliotecas.
O programa é capacitado para calcular as propriedades físico-químicas de
diferentes espécies químicas presentes em sistemas de geração de energia. Para cada
modelo de corrente, existe uma variável global que especifica os constituintes que
podem ser atribuídos àquele modelo.
Para correntes da biblioteca APP, podem ser calculadas as propriedades das
seguintes espécies químicas: Ar, C2H6, C3H8, CH4, CO, CO2, H2, H2O, H2S, N2, O2 e
SO2. Para calcular as propriedades de uma mistura de gases, é utilizada a equação de gás
ideal e, caso esta mistura possua água deve-se utilizar a variável denominada H2O. Caso
a corrente seja de água pura e se deseje avaliar o estado termodinâmico da substância
em outra fase que não só a gasosa, deve-se utilizar o constituinte WATER, que,
diferentemente do constituinte H2O, calcula as propriedades da água através de tabelas
44
termodinâmicas de normas internacionais. Esta é uma característica importante do
IPSEpro, na medida que impossibilita o cálculo de condensação de uma mistura de
gases. Existem simuladores disponíveis que são capacitados para calcular as
propriedades de mistura de gases através de outras equações de estado, como por
exemplo o Aspen HYSYS® [37].
A biblioteca FGC possui modelos de correntes que permitem o cálculo de
substâncias químicas relevantes em sistemas de limpeza de gases de exaustão, tais como
o CaCO3, Ca(OH)2 e CaSO4, além de permitir o cálculo de uma corrente de gás com
teor de cinzas arrastado.
No IPSEpro, o módulo PSE (Process Simulation Environment) é a interface que
permite ao usuário simular o processo, selecionando os seus componentes,
estabelecendo as conexões entre eles e prescrevendo variáveis. As relações entre os
objetos resultarão em equações de conservação de massa e energia, configurando um
sistema não linear de equações algébricas. Este será resolvido através de um método
numérico de Newton.
O módulo MDK (Model Development Kit) permite ao usuário que escreva e
compile seus próprios modelos para aplicações que não estejam previstas nas
bibliotecas padrão do IPSEpro. Esta funcionalidade foi utilizada para desenvolver
modelos específicos do ciclo IGCC e está descrita em detalhe na seção 3.2.3.
A Fig. 10 apresenta os símbolos utilizados nas simulações do IPSEpro para os
modelos detalhados nas seções 3.2.2 e 3.2.3.
3.2.2 Modelos de componentes inclusos nas bibliotecas do IPSEpro
3.2.2.1. Bombas, Ventiladores e Compressores
Os modelos do IPSEpro para simulação do funcionamento de bombas,
ventiladores e compressores são similares. Todos possuem duas conexões para as
correntes de entrada e saída, além de uma conexão de eixo, que ligada a um motor
elétrico, permite o cálculo da potência requerida. Conhecida as condições da corrente de
45
entrada e a pressão da corrente de saída, o estado termodinâmico completo na descarga
será determinado pela eficiência isentrópica do equipamento, a ser prescrito pelo
usuário. O cálculo da potência requerida requer ainda o valor da eficiência mecânica,
também prescrito pelo usuário.
O estudo de referência [34] indica os valores de pressão, temperatura e entalpia
nas correntes de sucção e descarga destes equipamentos. A partir destes dados, foi
possível determinar o valor da eficiência isentrópica e a eficiência mecânica foi
determinada de forma a reproduzir o valor de potência consumida por cada
equipamento, também informado no estudo.
3.2.2.2. Combustor
O modelo de combustor considera a combustão completa e adiabática do
carbono, hidrogênio e enxofre presente no carvão. Portanto, a vazão de oxigênio
especificada pelo usuário deve igualar ou exceder o valor estequiométrico, caso
contrário ocorrerá erro. O calor liberado na reação é determinado a partir do poder
calorífico do carvão, que por sua vez, é calculado a partir da composição elementar do
combustível, especificada pelo usuário. O teor de cinzas é utilizado para o cálculo da
equação de conservação de energia, sendo necessário que o usuário informe o valor do
calor específico das cinzas – neste trabalho foi considerado o valor de 0,84 kJ/kg·K
[38]. Para a equação de conservação de massa, considera-se que as cinzas não são
arrastadas nos gases de exaustão e são removidas no combustor. A queda de pressão
deve ser especificada pelo usuário.
3.2.2.3. Turbinas a gás e a vapor
O modelo de turbina do IPSEpro, qualquer que seja o fluido, é semelhante aos
modelos de bomba ou compressor, em que se requer a especificação pelo usuário da
eficiência isentrópica e mecânica. A diferença é que se calcula a potência gerada, ao
46
invés da consumida. A turbina a gás completa na simulação foi montada a partir dos
outros componentes da biblioteca, ou seja, utilizando os modelos de compressor,
combustor e turbina.
A biblioteca do IPSEpro possui modelos completos de turbinas a gás, que
reproduzem o desempenho de equipamentos comerciais disponíveis do mercado. No
entanto, a turbina a gás do ciclo IGCC tem algumas adaptações em relação aos
equipamentos comerciais que operam com gás natural como o combustível. Em
especial, a retirada de ar comprimido do compressor para integração com a unidade de
separação de ar e a injeção de nitrogênio no combustor para diluir o gás de síntese. Em
função destas características, optou-se por simular separadamente cada componente da
turbina a gás.
A razão de pressão do compressor foi prescrita conforme informada no estudo
de referência [34]. A eficiência isentrópica foi determinada a partir da temperatura de
descarga do ar comprimido. O combustor foi calculado adiabaticamente e foi
considerada uma perda de carga de 0,05 MPa, conforme referências encontradas na
literatura [31].
3.2.2.4. Trocadores de Calor
O IPSEpro possui diferentes modelos de trocadores de calor para diversas
aplicações, como por exemplo, condensadores, pré-aquecedores, trocadores de fluxo
paralelo ou contracorrente. Tendo em vista que o objetivo deste trabalho é a análise do
desempenho da planta, sem que haja verificação do dimensionamento do equipamento,
optou-se por utilizar trocadores contracorrente em todas aplicações, sem avaliar as áreas
de trocas requeridas para tal. Desta forma, foi especificada a diferença de temperatura
entre a entrada e saída de um dos fluidos e a temperatura de entrada do outro, além das
vazões de cada corrente. Através da equação de conservação de energia, a temperatura
de saída da segunda corrente é calculada. O modelo testa as condições prescritas para
verificar se não há cruzamento de temperatura e calcula o produto área de troca versus
coeficiente de troca térmica, porém, como informado, estes valores não foram
avaliados.
47
Combustor Turbina Compressor ou Ventilador
Sour Stripper
Saturador / Scrubber Separador Gaseificador Trocador de Calor
Tubulão de Vapor Condensador ou Pré – Aquecedor de Enxofre
Resfriador do Gás Forno de Claus
Reator de hidrogenação Desaerador Gerador Remoção de Enxofre
Fonte de Calor Bomba FGD Estágio de Reação Claus
Motor Elétrico
Válvula Sumidouro de Calor
Figura 10 – Símbolos de cada componente no IPSEpro.
feed
feed_comb
drain
feed
feed
drain
drain
[shaft_in] [shaft_out][shaft_in] [shaft_out]
feed
drain
Feed
Drain_Top
Drain_Bottom
drain_water
feed drain
feed_H2O
feed feed
drain_1
drain_2
feed_gas
drain_gas
fuel
feed_cold
drain_cold
feed_hot drain_hot
feed_1
feed_2 feed_2
drain_1
drain_2drain_2
feed_hot drain_hot
feed_cold
drain_cold
Feed
Drain_Top
Drain_Bottomfeed_water
drain_water
drain
fuel
feed
feed
drain
feed_cold
feed_hot
drain
[feed_rc][feed_rc]
[shaft_in] [shaft_out]
Feed
Drain_Top
feed
drain
[drain_1] [drain_1]
[drain_2] [drain_2]
feeddrain
[shaft_in]
[shaft_out]
feed_gas
drain_gas
drain_liq
feed_liq01
[feed_liq02]
[shaft_in]
feed
drain
[shaft_in] [shaft_out]
feed drain
feed
drain
48
3.2.2.5. Caldeira e Recuperador de Calor
O IPSEpro não possui um modelo completo de caldeira ou recuperador de calor.
Semelhante à turbina a gás, a caldeira é simulada a partir da conexão de diferentes
componentes.
Para o ciclo Rankine, a caldeira foi simulada considerando o combustor,
superaquecedor, reaquecedor, evaporador e tubulão de vapor, economizador e pré-
aquecedor de ar. Foi incluso também um modelo de sumidouro de calor (heat sink), em
que se especificou uma taxa de calor perdido na corrente de gases de exaustão após o
combustor, de forma a simular o calor perdido para a atmosfera. Embora o estudo de
referência informasse quais são os componentes da caldeira, foram apresentadas
somente as condições de operação das correntes de entrada e saída do equipamento, de
forma que não foi informado o perfil de temperatura dos trocadores internos à caldeira.
Para tal, foi necessário buscar em outras referências bibliográficas valores típicos de
desempenho para que a troca térmica entre os gases de exaustão e a água ficasse mais
próxima do prática comum de engenharia. Naturalmente, o balanço global de energia da
caldeira e as condições de operação das correntes de entrada e saída são as mesmas do
estudo de referência.
Foi considerado que os gases de exaustão entram no pré-aquecedor de ar a
260 ºC, que de acordo com o estudo de referência [34] é a temperatura em que opera o
SCR, localizado a montante do pré-aquecedor. A carga térmica total absorvida pelo ar é
calculada como a taxa de calor cedida pelos gases de exaustão quando se resfria desta
temperatura até a temperatura na saída da chaminé.
O modelo de tubulão de vapor do IPSEpro considera que o componente recebe
uma corrente de líquido sub-resfriado. A diferença da temperatura deste líquido e a de
saturação naquela pressão é referido como approach. Uma corrente deixa o tubulão
como líquido saturado e circula para o evaporador. Após o aquecimento, vapor úmido
retorna ao tubulão e cede a carga térmica absorvida no evaporador. No topo do tubulão,
uma corrente de vapor saturado segue para o superaquecedor. Na simulação do ciclo
Rankine foi especificada uma temperatura approach de 7 ºC, condizente com a prática
usual de projetos de engenharia [39]. É necessário especificar também a vazão que irá
circular pelo evaporador, sendo definida a razão de circulação como a razão entre a
49
vazão circulada pelo evaporador e a vazão de vapor saturado produzido no tubulão. Foi
utilizada uma razão de 6, também a partir de recomendações da literatura [40]. Outro
parâmetro importante no projeto de caldeiras é a diferença entre a temperatura de
saturação do vapor e a de saída dos gases de exaustão do evaporador, denominada pinch
point. Recomenda-se que este valor seja no mínimo 6 ºC [39], o que nesta simulação foi
plenamente atendido. Com estes parâmetros, foi possível simular todos os componentes
da caldeira. A Fig. 11 apresenta a curva de temperatura versus entalpia para a caldeira.
Figura 11 – Perfil de temperatura versus entalpia da caldeira do ciclo Rankine.
O gerador de vapor do ciclo IGCC é consideravelmente mais complexo do que o
utilizado no ciclo Rankine, uma vez que possui dois circuitos ao longo do escoamento
dos gases quentes: o de baixa pressão, que contém economizador, tubulão, evaporador e
superaquecedor, e o de alta, que contém dois economizadores, tubulão e evaporador,
dois superaquecedores e um reaquecedor. É necessário seqüenciar os componentes ao
longo do caminho de gás quente de forma a garantir uma diferença de temperatura
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500
Te
mp
era
tura
(ºC
)
Taxa de Calor (MW)
GE
SH
RH
EV
ECO
APH
50
mínima entre o gás e o vapor que possibilite a efetiva troca térmica. Inclusive, em
determinadas faixas de temperatura dos gases de exaustão, faz-se necessário utilizar
trocadores de múltiplas correntes de fluido frio (uma pertencente ao circuito de baixa
pressão e outra ao de alta) para aproveitar a temperatura do gás quente para aquecer
simultaneamente a água de ambos circuitos que se encontram a temperatura semelhante.
A seqüência final dos trocadores levou em consideração esquemas de recuperadores de
dois níveis de pressão e reaquecedor encontradas em referências da literatura [41]. Não
foi possível obter uma configuração que atendesse à recomendação de temperatura de
approach superior ou igual 5,5 ºC [39], sendo que em alguns pontos este valor chegou a
2,0 ºC. Entende-se que embora um trocador com esta diferença de tempertura possa não
ser construtivamente exeqüível, o balanço de energia dos componentes do gerador de
vapor não será afetado. O perfil de temperatura será diferente do efetivamente praticado,
no entanto, uma diferença desta magnitude não altera as análises conduzidas.
Figura 12- Perfil de temperatura versus entalpia recuperador de calor do ciclo IGCC.
0
100
200
300
400
500
600
700
0 200 400 600 800
Te
mp
era
tura
(ºC
)
Taxa de Calor (MW)
GE
HP SH 1
RH
HP SH 2
HP EVA
HP ECO
1LP SH
LP EVA
HP ECO
2
51
Assim como no ciclo Rankine, foi considerado uma razão de recirculação no
evaporador de alta em torno de 6, e no evaporador de baixa de 30, conforme
recomendação da literatura [40]. A Fig. 12 apresenta a configuração final do
recuperador de calor.
3.2.2.6. Gaseificador
O modelo do gaseificador possui correntes de entrada de combustível e de
oxidante, e uma de saída de gás de síntese. A composição do gás produzido pode ser
calculada considerando uma de três hipóteses distintas, a ser escolhida pelo usuário:
equilíbrio termodinâmico entre reações homogêneas, equilíbrio termodinâmico entre
reações heterogêneas ou ausência de equilíbrio. As reações homogêneas pressupõem
que o carbono presente no carvão é rapidamente consumido, sendo que o equilíbrio será
atingido entre reações na fase gasosa, descritas nas Eqs. (24) e (25).
CO + H�O ↔ CO� + H� (24)
CH� + H�O ↔ CO + 3H� (25)
A hipótese de equilíbrio entre reações heterogêneas pressupõe que este será
atingido entre a fase sólida do carbono presente no carvão e a fase gasosa através das
reações apresentadas nas Eqs. (26), (27) e (28).
C + H�O ↔ CO + H� (26)
C + CO� ↔ 2CO (27)
C + 2H� ↔ CH� (28)
52
Caso o usuário opte pela hipótese de que não existe equilíbrio termodinâmico na
corrente que deixa o gaseificador, então se torna necessário especificar a quantidade de
carbono presente no carvão que efetivamente reage, além da fração mássica de duas das
espécies químicas envolvidas nas reações acima. O teor dos demais componentes são
calculados através de balanço do elementos químicos.
O modelo calcula a equação de conservação de massa aplicando-a às três
correntes supracitadas mais a vazão de cinzas produzida no gaseificador. Considera-se
que o total de cinzas é removido no gaseificador, não havendo arraste para o gás de
síntese.
A equação de conservação de energia é calculada considerando a diferença das
entalpias de formação entre os produtos e reagentes, obtendo, portanto o calor liberado
nas reações químicas, e a variação de entalpia das correntes de carvão, oxidante, cinzas
e gás de síntese. Além disso, o usuário pode prescrever uma taxa de calor perdido e a
temperatura em que as cinzas deixam o gaseificador.
No presente trabalho para a simulação do ciclo IGCC, foram feitos testes
considerando as hipóteses de equilíbrio de reações homogêneas e heterogêneas para o
gaseificador, porém em nenhum deles foi obtido a composição do gás de síntese
informada no estudo de referência [34]. Sendo assim, foi utilizada a hipótese de
ausência de equilíbrio, sendo prescritos os teores de metano e monóxido de carbono do
gás egresso do gaseificador. A temperatura do gás de síntese e das cinzas foram
especificadas conforme os dados do estudo de referência.
3.2.2.7. Gerador e Motor Elétrico
No IPSEpro, o gerador elétrico consiste em um modelo que recebe a potência de
entrada através do eixo de uma turbina e calcula a potência elétrica gerada a partir de
valores de eficiência mecânica e elétrica informados pelo usuário.
O modelo do motor elétrico é similar, com a diferença que o motor recebe a
potência requerida pela bomba ou compressor e a partir dos valores de eficiência
mecânica e elétrica, calcula a potência elétrica consumida pelo equipamento.
53
3.2.2.8. Desaerador, válvula e separador
O modelo no simulador para o desaerador calcula apenas o balanço de energia e
massa. Portanto o modelo não é capaz de efetivamente calcular a eficácia do
componente em remover gases dissolvidos na corrente de condensado. O modelo
considera que uma corrente fria é aquecida por uma injeção de uma ou mais correntes
quentes e que a vazão total deixa o desaerador como líquido saturado.
O modelo de válvula calcula a expansão isoentálpica de uma corrente.
Para o separador, é utilizado um modelo aplicável somente às correntes de água
pura e serve para separar as fases líquida e gasosa de uma corrente de entrada bifásica,
especificada pelo usuário.
3.2.2.9. Reator de dessulfurização dos gases de exaustão (FGD)
Para o ciclo Rankine, foi utilizado o modelo de reator de dessulfurização do
IPSEpro. O modelo possui uma conexão de entrada e outra de saída para os gases de
exaustão, uma conexão para ar de oxidação, uma conexão de carga de reagente e outra
para água de reposição e um conexão de saída do subproduto da reação.
O modelo do reator considera as reações químicas descritas pelas Eqs. (29) e
(30):
CaCO3 + H2O � Ca(OH)2 + CO2 (29)
Ca(OH)2 + SO2 + ½ O2 –> CaSO4 + H2O (30)
O modelo considera a conversão completa de carbonato de cálcio em hidróxido
de cálcio - Eq. (29). O avanço da reação da Eq. (30) é determinado pelo usuário que
prescreve a eficiência de remoção de dióxido de enxofre e a disponibilidade de oxigênio
para a reação. O dióxido de carbono é transferido para a corrente de gases de exaustão,
54
que deixa o reator saturado. O excesso de água, junto com o produto da Eq. (30) saem
pela corrente de subprodutos. Os balanços de massa e energia são resolvidos.
O estudo de referência informa as vazões de carbonato de cálcio, ar e água que
são alimentados ao reator, assim como as saídas de gases de exaustão na saída e da
solução de sulfato de cálcio. As temperaturas foram calculadas a partir do balanço de
energia. Não foram simuladas as seções de preparação de reagente e desidratação do
sulfato de cálcio, porém a potência auxiliar considerada nestes processos foram
consideradas ao calcular a eficiência global da planta.
3.2.3 Modelos desenvolvidos através do módulo MDK
3.2.3.1. Saturador / Scrubber
No ciclo IGCC, após o gaseificador, o gás de síntese passa por um saturador e
em seguida um filtro scrubber, que consiste em um banho de água que arrasta e remove
impurezas da corrente principal de gás tais como amônia e cloretos. Como não foram
incluídos na simulação a eficiência de remoção destes contaminantes, o modelo
utilizado se presta a reproduzir o balanço de massa, energia e a transferência de espécie
química - especificamente a água - que ocorre no componente. Assim, estes
equipamentos foram considerados na simulação em um único modelo, que possui uma
entrada de gás, produzida no gaseificador, uma entrada de água, a ser utilizada no banho
do gás, uma saída de gás saturado e outra saída para a água em excesso que não foi
transferida para o gás.
Existe, entretanto, um complicador associado à evaporação da massa de água no
simulador. Pelo IPSEpro, as propriedades da água em uma mistura de gases só podem
ser calculadas utilizando o constituinte H2O; o constituinte WATER não pode ser usado.
Em função disto, a corrente de água injetada no saturador deve ser composta pelo
constituinte H2O, pois parte da água se transfere para corrente gasosa. O problema é que
o constituinte H2O não é capaz de avaliar as propriedades da água na fase líquida, uma
vez que é regido pela equação de gás ideal. Sendo assim, utilizando apenas as
55
informações da corrente, não é possível calcular corretamente as propriedades da água
injetada no saturador. A maneira encontrada para contornar esta característica do
simulador de processo foi a inclusão de uma variável global ad hoc com o constituinte
WATER, associada unicamente ao modelo do equipamento e não à corrente.
Esta variável global WATER permite determinar o valor da pressão de saturação
da água na temperatura de saída do gás e, conseqüentemente, permite determinar a
fração molar de água na saída do gás. A temperatura de saída do gás, por sua vez, é
prescrita pelo usuário. A vazão de saída de água é calculada como a diferença entre a
vazão de entrada e a vazão evaporada para a corrente do gás. O balanço de energia é
realizado considerando a vazão, temperatura e pressão das entradas de gás e água
definidas pelo analista, porém a entalpia para a água é avaliada utilizando o constituinte
WATER ao invés de se utilizar o valor de entalpia calculada pela corrente de água. Com
o balanço de energia calculado corretamente, pode-se realizar o cálculo inverso para
obter a temperatura de saída da corrente de água. A partir da entalpia obtida do balanço
de energia, avalia-se as propriedades da água através do constituinte WATER e obtém-se
a temperatura de saída da água.
O modelo desenvoldido permite, portanto, calcular corretamente as condições de
operação das correntes a ele associadas. No entanto, deve-se ressaltar que a corrente de
saída de água do saturador, embora esteja na temperatura e pressão corretas, não
apresenta o valor real de entalpia, uma vez que se trata de água líquida em uma corrente
constituída do constituinte H2O. Conseqüentemente, enquanto a água estiver na fase
líquida, torna-se necessário para todos os componentes à jusante do saturador calcular o
balanço de energia aplicando esta correção.
3.2.3.2. Resfriador de Gás
Nos resfriadores após o saturador, a temperatura do gás de síntese é reduzida a
aproximadamente 40 ºC e, por conseguinte, ocorre condensação de parte da água
presente na corrente. Pelos mesmos motivos apresentados na seção 3.2.3.1, não é
apropriado utilizar o componente padrão de trocador presente na biblioteca do IPSEpro.
56
Para realizar o cálculo do equilíbrio termodinâmico entre fases, foi utilizado o
programa VRTherm [42]. A partir da composição do gás na entrada do primeiro
resfriador - informado no estudo de referência [34] - foi avaliada consecutivamente a
composição da fase líquida e gasosa na temperatura e pressão à saída do trocador. Para
tal, foi utilizada a equação de estado de Peng-Robinson, visto que este foi o modelo
utilizado pelo estudo de referência [34].
O resfriador de gás, ao final, foi calculado em dois componentes separados. O
primeiro se refere ao trocador de calor padrão do IPSEpro e calcula a carga térmica
sensível na redução de temperatura do gás. O segundo componente, cujo modelo foi
desenvolvido via MDK, considera uma corrente de entrada de gás, duas correntes de
saída, uma na fase gasosa e outra na fase líquida, e uma corrente de entrada e saída do
fluido frio. São calculadas as equações de conservação de massa, energia e espécies
químicas. A composição de uma das correntes de saída é prescrita conforme os valores
calculados pelo programa VRTherm. Para realizar o balanço de energia, é utilizado uma
variável global com o componente WATER, assim como foi feito no saturador (seção
3.2.3.1). Esta variável permite o cálculo do calor de condensação da água na
temperatura de saída da corrente líquida. Considerando a vazão total de água
condensada, calcula-se a carga térmica a ser removida pelo fluido frio.
3.2.3.3. Unidade de Remoção de Enxofre, Separação de Ar e Sour Stripper
Os processos internos da unidade de separação de ar e de remoção de enxofre
não foram detalhados no estudo de referência, sendo conhecidas apenas a composição
química, vazão, temperatura e pressão das correntes de entrada e saída destas unidades.
Nestes processos não ocorrem reações químicas, portanto são adequadas
modelos que consideram a conservação de massa e de espécies químicas entre as
correntes indicadas. Assim, para estas unidades, foi desenvolvido um modelo simples
com uma conexão de entrada e duas de saída, em que se aplica as duas equações de
conservação. Para simular as unidades foram conectados em seqüência vários destes
modelos, atribuindo, conforme o estudo de referência [34], a composição química e
massa da corrente de entrada e de uma corrente de saída. Como não foram simulados os
57
consumos de calor e potência associados à estas etapas do processo, a equação de
energia não é aplicável, sendo necessário atribuir a temperatura a todas as correntes. No
estudo de referência, estes consumos foram informados em uma lista à parte, separada
da simulação. Conseqüentemente, no presente trabalho, assim como no estudo de
referência [34], estes consumos não foram calculados na simulação, mas foram
considerados ao calcular a taxa de destruição de exergia de cada unidade.
No estudo de referência [34], não foi também informado a composição da
corrente gerada no topo ou no fundo da coluna de destilação sour stripper, sendo
apresentado apenas as vazões mássicas de entrada e de saída. Foi considerado que a
corrente líquida (do fundo) é composta totalmente de água e a de topo, pelo resto dos
componentes vindos junto da corrente de condensação de gás. O mesmo modelo das
unidades de separação de ar e de remoção de enxofre foi utilizado para simular a coluna
de destilação.
3.2.3.4. Forno de Claus e Estágio de Reação
O modelo do forno de Claus desenvolvido calcula a combustão completa do
ácido sulfídrico presente na corrente de gás ácido gerada na unidade de remoção de
enxofre, conforme reação mostrada na Eq. (31):
H�S + b� O� = SO� + H�O (31)
A combustão é sub-estequiométrica, portanto, considera-se que todo o oxigênio
é consumido na reação. O modelo resolve as equações de conservação de massa e
energia, considerando a entalpia de formação dos reagentes e produtos. Considera-se
ainda um termo de perda de calor, de forma a simular o efeito da reação de dissociação
de amônia que ocorre no reator.
Em seguida ao forno, é simulada a segunda etapa do processo de recuperação de
enxofre, em um modelo separado. Este modelo calcula o equilíbrio químico da reação
de Claus:
58
SO� + 2H�S ↔ +� S� + 2H�� (32)
A forma molecular do enxofre na reação de Claus se altera conforme a
temperatura em que ocorre a reação. No caso da temperatura à saída do forno de Claus,
a forma molecular mais estável é S2 [43].
O enxofre é uma substância que não está disponível nos modelos de composição
química da biblioteca do IPSEpro. A solução obtida foi utilizar o constituinte ASH como
um substituto para simular as propriedades do enxofre. No modelo original desta
composição no IPSE, o teor de cinzas é utilizado apenas para fins de balanço de massa,
não sendo considerado no balanço de energia ou cálculo de propriedades físicas da
corrente. Na alteração realizada, foi atribuído ao componente “cinzas” o peso molecular
do enxofre ao calcular o peso molecular da corrente. Ao realizar o cálculo da equação
de conservação de energia foi adicionado um termo referente à variação de entalpia da
fração de enxofre. O APÊNDICE B apresenta em detalhe como foram obtidas as
propriedades do enxofre.
Com a hipótese de equilíbrio químico, para resolver o modelo é suficiente
prescrever as condições de entrada da corrente de reagente. Com estes dados, é obtida a
composição e temperatura da corrente de produto. O APÊNDICE B explica a
metodologia adotada para calcular o equilíbrio químico da reação.
A temperatura na saída do estágio de reação de Claus foi informada pelo estudo
de referência [34]. Este valor foi prescrito na simulação, de forma que o termo calor
perdido devido a dissociação de amônia no forno foi calculado para satisfazer o balanço
global de energia.
Para os dois reatores posteriores, a reação de Claus ocorre em temperaturas mais
baixas, nas quais a forma mais comum do enxofre é S8. Nestes modelos, a reação
computada é
SO� + 2H�S ↔ +g Sg + 2H�O (33)
59
e as equações de equilíbrio, massa e energia foram alteradas de forma consistente. Os
modelos do forno de Claus e do estágio de reação foram validados com exemplos
obtidos da literatura [43].
3.2.3.5. Condensador de Enxofre e Pré-aquecedor de Enxofre
O condensador de enxofre foi modelado em dois componentes distintos. O
primeiro é similar ao modelo de trocador de calor do IPSEpro, com a diferença que o
balanço de energia é alterado para calcular a variação de entalpia do enxofre, da mesma
maneira em que foi feito para o estágio de reação de Claus.
O segundo componente possui uma corrente de entrada e outra de saída. A partir
da condição da corrente de entrada, é calculada a pressão de vapor do enxofre e
comparado com a pressão parcial do enxofre na corrente. O teor de enxofre
correspondente ao excedente da pressão parcial em relação à pressão de vapor se refere
à massa de enxofre condensada e esta fração é subtraída da corrente de saída.
Diferentemente dos outros modelos, a vazão de enxofre removida não é associada a uma
corrente, mas unicamente ao componente, sendo, portanto, necessário realizar os
cálculos de exergia adequadamente. Novamente, os detalhes do cálculo da pressão de
vapor se encontram no APÊNDICE B.
O pré-aquecedor de enxofre, assim como o condensador, foi adaptado do
modelo de trocador de calor do IPSEpro para considerar a variação de entalpia do
enxofre.
3.2.3.6. Reator de hidrogenação
No estudo de referência [34], não foi indicado a composição da corrente de tail
gas encaminhada para o reator de hidrogenação, tampouco foi indicado qual a fonte do
hidrogênio necessário à reação. Não há, portanto, informação suficiente para calcular a
reação efetiva que ocorre no componente. Assim, foi criado um modelo com uma única
60
entrada e única saída, sem qualquer equação que relacione as duas correntes. A saída do
reator foi prescrita de acordo com o estudo de referência [34], ao passo que a corrente
de entrada é o produto do cálculo da planta de Claus à montante. Nos cálculos de
exergia, deve-se portanto considerar que a diferença entre os valores de entrada e saída
não pode ser atribuído unicamente à irreversibilidades do componente.
3.2.4 Exergia Física
PIRES [44] conduziu um estudo de otimização termoeconômica utilizando o
simulador IPSEpro. A rotina de cálculo de exergia física deste estudo – cuja
fundamentação teórica está apresentada na seção 2.2 - foi utilizada no presente trabalho.
Através do módulo MDK, foi criado um objeto global chamado Reference
Conditions que pode ser referenciado pelos modelos e conexões dentro da biblioteca.
Este objeto possui duas variáveis cujos valores são atribuídas pelo usuário: pressão e
temperatura ambiente. Em seguida, foram alterados os modelos de corrente de forma
que o usuário é obrigado a associar à cada corrente uma variável global Reference
Conditions, além da variável composição, normalmente especificada. Dessa forma, a
corrente é programada para calcular a entropia e entalpia respectivas às condições de
pressão e temperatura daquela corrente e também a entropia e entalpia referente às
condições do ambiente. Finalmente, através da Eq. 6, é calculada a exergia física da
corrente.
Nos modelos em que ocorrem a evaporação ou condensação de água presente
em uma mistura de gases – especificamente o saturador de gás, o reator de
dessulfurização dos gases de exaustão e os resfriadores de gás de síntese -, foi
necessário corrigir o cálculo da exergia em função do constituinte H2O não calcular
corretamente a entalpia e entropia de água líquida, conforme mencionado na seção
3.2.3.
Para calcular a exergia física do enxofre, foi necessário calcular a entropia do
enxofre, uma vez que esta não é uma substância presente na biblioteca do IPSEpro. O
APÊNDICE B explica em detalhes como foram calculadas as propriedades do enxofre.
61
Como explicado anteriormente, o valor da exergia física do enxofre foi associada
unicamente ao modelo de Remoção de Enxofre e não a uma corrente.
Nas simulações de ambos ciclos foram utilizados os valores de 100 kPa e 15ºC
como as condições ambiente de pressão e temperatura, conforme adotado no estudo de
referência [34].
3.2.5 Exergia Química
Diferentemente da exergia física, o cálculo da parcela química foi programada
no modelo de variável global composição, uma vez que seu valor só depende da
constituição química da corrente e independe de condições específicas de pressão e
temperatura. Dessa forma, a cada composição criada em uma simulação é determinada
um valor único de exergia química.
Os valores de exergia química padrão foram obtidos do modelo de ambiente
proposto por SZARGUT et al. [21], conforme informado na seção 2.2.2. Para as
correntes líquidas, a Eq. (10) foi programada no modelo de conexão; para correntes
gasosas, foi programada a Eq. (11) e para corrente de carvão, as Eqs. (12) – (16).
O caso particular da água deve ser observado. No modelo de SZARGUT et al.
[21] são informados valores distintos de exergia química para a água líquida e gasosa.
Sabe-se que na pressão e temperatura ambiente, a água pura é líquida e portanto deve-se
utilizar o respectivo valor de exergia química. No entanto, no caso da água como um
componente de uma mistura de gases, seu estado físico dependerá de sua pressão
parcial. A 25 ºC, a pressão de vapor da água é de 3,166 kPa. Caso, à pressão ambiente, a
pressão parcial da água na mistura seja inferior a este valor, haverá somente fase gasosa,
caso contrário, haverá uma fase líquida e uma gasosa. À cada fase deve ser atribuída a
exergia da água em seu respectivo estado. O cálculo da exergia química no MDK foi
programado de modo congruente.
Um segundo ponto a ser observado é que, a rigor, os valores de exergia química
padrão deveriam ser corrigidos para as condições de ambiente da análise exérgetica
sendo conduzida. No presente trabalho, esta correção se faria necessária, dado que as
condições em que são listadas os valores de exergia química padrão se referem à
62
pressão de 101.325 kPa e temperatura de 25 ºC e as condições ambientes dos ciclos
simulados são de 100 kPa e 15 ºC. No entanto, conforme sugerido por BEJAN et al.
[22], esta diferença não altera consideravelmente os valores de exergia química e por
este motivo, pode ser relevada. Sendo assim, neste trabalho optou-se por calcular a
exergia química utilizando os valores de exergia química padrão à pressão de 101.325
kPa e temperatura de 25 ºC.
Assim como no cálculo da parcela física, a exergia química do enxofre
molecular foi realizada no modelo Remoção de Enxofre, ao invés de ser associada a
uma corrente.
3.2.6 Balanço de Exergia
A metodologia adotada para o cálculo da exergia física e química foi validada
através da reprodução dos casos de cogeração e planta a carvão descritos no trabalho de
MUÑOZ et al. [20]. Os valores de exergia química e física obtidos pelo IPSEpro
divergem em menos de 2% dos resultados apresentados pelos autores.
Com a biblioteca apta a calcular a exergia das correntes, procedeu-se a
adaptação dos modelos de componentes para que passassem a realizar os balanços de
exergia, identificado os fluxos de entrada e saída e destruição de exergia. Assim, as Eqs.
(17) e (21) foram aplicadas a cada modelo, obtendo-se assim, para cada equipamento,
um valor de destruição de exergia e eficiência exergética.
Não foi calculada a exergia física de todas as correntes da planta de recuperação
de enxofre. Optou-se por realizar um balanço de exergia global na unidade, consistente
com outros estudos da literatura[30] [31]. A vazão da corrente de gás ácido é muito
pequena quando comparada à vazão de gás combustível e, conseqüentemente, também é
pequena a exergia associada. Portanto, é conveniente analisar a destruição de exergia
associada a toda a unidade ao invés daquela associada a cada equipamento, dada a
pequena contribuição em relação à destruição total do ciclo. O balanço de exergia da
unidade de Claus foi calculado considerando como entradas a corrente de topo da sour
stripper, o gás ácido da unidade de remoção de enxofre, o oxidante egresso da unidade
de separação de ar e as correntes de água de caldeira e vapor saturado utilizadas nos
63
condensadores e pré-aquecedores. As correntes de saída consideradas são a corrente de
tail gas que retorna para a unidade de remoção de enxofre, a corrente de enxofre
recuperado e as correntes de vapor aquecido e líquido saturado.
Os balanços de exergia das unidades de separação de ar e remoção de enxofre
também foram calculadas de forma global, uma vez que os processos internos não
foram detalhados pelo estudo de referência [34]. No entanto, conforme mencionado
anteriormente, as potências de sistemas auxiliares e consumo de vapor associadas a
estes sistemas foram listados à parte da simulação pelo estudo. Assim, estes valores
foram considerados no balanço para que se pudesse calcular o valor de destruição de
exergia mais próximo à realidade.
64
4 RESULTADOS
4.1 Análise Energética
A simulação do ciclo Rankine resultou em um conjunto de 1487 variáveis, em
que os valores de 201 variáveis foram prescritos e o restante foi resolvido a partir de um
sistema não linear de 1286 equações. As propriedades das correntes obtidas a partir da
solução do sistema de equações foram comparadas aos valores do estudo de referência
[34] e constatado erro relativo inferior a 2%.
A Tab. 13 apresenta um resumo do desempenho do ciclo. A eficiência da planta
em relação ao poder calorífico inferior do carvão é de 38,4% para uma potência líquida
de 551 MW.
Tabela 13 – Resumo de Desempenho do Ciclo Rankine
Potência (MW) Ventilador de tiragem forçado 1,77 Ventilador de ar primário 1,39 Bomba de condensado 1,39 Ventilador de tiragem induzida 7,59 Ventilador de ar para FGD 1,10 Auxiliares do FGD 2,07 Cargas auxiliares não simuladas 17,56 Potência turbina a vapor 592,04 Perda no gerador 8,59 Potência elétrica líquida 550,58 Taxa de calor liberado pelo carvão 1.434,88 Eficiência energética da planta (PCI) 38,4%
As cargas auxiliares não simuladas foram listadas à parte no estudo de referência
e foram consideradas no cálculo da eficiência global da planta. Estes itens incluem a
bomba de água de resfriamento, torre de resfriamento, sistemas auxiliares da turbina,
auxiliares no manuseio e preparação do carvão e das cinzas, manuseio dos reagentes do
FGD, perda no transformador e cargas de iluminação e sistemas de controle. Os valores
de cada item estão discriminados na Fig. 17 do APÊNDICE A.
65
Ao analisar os fluxos de energia do ciclo Rankine, verifica-se que o destino do
poder calorífico do combustível é em sua maior parte a geração de potência (38,4%) e a
rejeição de calor no condensador (51,5%). Do restante, uma parte é consumida para os
sistemas auxiliares (2,3%), perdida nos gases de exaustão (2,8%) e na caldeira (0,7%)
ou é dissipada como perda mecânica ou perda no gerador (0,8%).
A simulação do IGCC resultou em conjunto de 5462 variáveis em que os valores
de 452 variáveis foram prescritos e o restante foi resolvido a partir de um sistema não
linear de 5016 equações. Para a maior parte da simulação, as propriedades das correntes
obtidas a partir da solução do sistema reproduziram os valores do estudo de referência
com erro relativo inferior a 2%, sendo a exceção a unidade de Claus. O estudo de
referência não apresentou as composições dos gases gerados na unidade, apenas a
recuperação final total de enxofre, sendo este o único valor disponível para comparação.
Para este parâmetro, o desvio foi em torno de 6%. Face à falta de informação e o fato de
que os valores de exergia nesta unidade são muito inferiores à seção de geração de
energia, este resultado foi considerado aceitável.
A Tab. 14 apresenta o resumo de desempenho do IGCC e reproduz os resultados
encontrados pelo estudo de referência. A eficiência final da planta em relação ao poder
calorífico inferior do carvão é de 38,9% para uma potência líquida de 640 MW.
As cargas auxiliares não simuladas se referem aos sistemas de manuseio de
carvão e cinzas, sistemas auxiliares da unidade de separação de ar, auxiliares da unidade
de Claus, auxiliares da unidade de remoção de enxofre, auxiliares das turbinas, bomba
de água de resfriamento, torre de resfriamento, perda do transformador e cargas de
iluminação e sistema de controle. Os itens estão discriminados na Fig. 22 do
APÊNDICE A.
Ao calcular os fluxos de energia do ciclo, identifica-se que 39,9% da energia do
carvão geram energia elétrica, 8,1% são consumidos em equipamentos auxiliares,
33,9% é perdida no condensador, 9,1% na corrente dos gases de exaustão, 2% no
gaseificador e 2,2% é dissipada em perdas mecânicas e no gerador.
Notam-se algumas diferenças entre os padrões de transformação de energia dos
dois ciclos. No ciclo Rankine, metade da energia do carvão é rejeitada no condensador,
enquanto no IGCC este valor se limita a um terço. No entanto, esta diferença não se
traduz em uma maior vantagem comparativa para o ciclo IGCC, uma vez que parte
66
significativa da energia restante é consumida em sistemas auxiliares do ciclo –
especialmente a unidade de separação de ar – e perdida nos gases de exaustão, em níveis
mais elevados que no Rankine devido à maior temperatura.
Tabela 14 – Resumo do Desempenho do IGCC.
Potência (MW) Compressor de Ar 60,09 Compressor de O2 11,27 Compressor de N2 30,62 Compressor de Tail Gas 1,23 Bombas de Água de Caldeira 4,60 Bombas de Condensado 0,25 Bombas do Scrubber 0,30 Compressor do Gás de Síntese 0,34 Cargas Auxiliares 21,49 Potência do Turbo-Expansor 7,18 Potência da Turbina a Vapor 304,75 Potência da Turbina a Gás 464,50 Perda no Gerador 5,81 Potência Elétrica Líquida 640,44 Taxa de Calor Liberado pelo Carvão 1.605,32 Eficiência Energética da Planta (PCI) 39,9%
É relevante avaliar também o impacto dos sistemas de limpeza em relação ao
desempenho global das plantas. Para o ciclo Rankine, o sistema de limpeza é
responsável por um consumo auxiliar de potência de 8,3 MW, o que corresponde a uma
penalidade na eficiência de 0,6 pontos percentuais. No IGCC, o consumo é de 4,5 MW
correspondendo a uma penalidade de 0,3 pontos percentuais. Quando são conduzidas
análises energéticas isoladas dos ciclos, o impacto destes sistemas no desempenho
global do ciclo é muito reduzido, sendo possível desconsiderá-los caso se opte por
análises mais simplificadas. Entretanto, caso se deseje conduzir análises energéticas
comparativas, estes sistemas tornam-se relevantes, uma vez que eles impõem demandas
diferentes a cada processo e se desprezados, podem levar a conclusões enganosas. Para
este caso específico, em que existe uma diferença de apenas 3,5 pontos percentuais na
eficiência de cada ciclo, deve-se buscar uma modelagem mais precisa possível de todos
os sistemas envolvidos.
67
4.2 Análise Exergética
Os valores de exergia foram calculados conforme a metodologia descrita no
capítulo 3. A Tab.15 apresenta os fluxos de exergia para o ciclo Rankine. Nesta tabela,
são contabilizadas como entradas os fluxos de exergia química e física das correntes que
entram no volume de controle do ciclo - como por exemplo a vazão de combustível ou a
vazão de ar para a caldeira - e a potência consumida nos equipamentos presentes na
simulação. A perda de exergia se refere aos fluxos que foram transferidos para o
ambiente, tal qual a corrente dos gases de exaustão ou a corrente de água de
resfriamento que deixa o condensador. A saída de exergia se refere à potência bruta de
energia elétrica gerada na planta e a destruição se refere à geração de entropia devido às
irreversibilidades. A destruição de exergia na caldeira e nas turbinas foi apresentada
agregada, com o valor total do equipamento, e em seguida a destruição de exergia
discriminada por cada componente que compõem a caldeira e turbinas.
A exergia referente à corrente do gesso foi contabilizada como perda. Alguns
autores optam por considerá-lo como um produto da planta, uma vez que possui valor
comercial. Tendo em vista o objetivo deste estudo ser uma análise comparativa entre
plantas de potência, optou-se por considerá-lo como perda, de forma a analisar os
resultados estritamente à luz da capacidade do processo em gerar energia elétrica.
As correntes de água de entrada e saída do FGD apresentam valores negativos
de exergia. Tal fato ocorre em função da correção necessária para compensar a exergia
de vaporização do constituinte H2O do IPSEpro, que calcula as propriedades da água de
acordo com a equação do gás ideal, conforme explicado na seção 3.2.3.1. É, portanto,
uma correção numérica e o sinal negativo não tem significado físico. A parcela “Outras
perdas exergéticas” se referem a perdas menores como, por exemplo, aquelas devido à
mistura de correntes.
A partir destes dados, calculam-se os valores da eficiência global do ciclo, a
eficiência de cada componente e a contribuição de cada equipamento à destruição de
exergia da planta (seja calculada em relação à exergia do combustível, �, ou em relação
à destruição total, �� ). Estes valores estão apresentados na Tab. 16 Tanto a destruição de
exergia quanto as perdas foram contabilizadas como ineficiência.
68
Tabela 15 – Fluxos de exergia do ciclo Rankine.
Componente
Entrada de Exergia (MW)
Destruição de Exergia
(MW)
Perda de Exergia (MW)
Saída de Exergia (MW)
Corrente de Carvão 1532,9 Corrente de Ar para Caldeira 1,7 Corrente de água para FGD -15,6 Mistura de CaCO3 e água -2,9 Caldeira - Total 722,0 9,4 Combustor 425,2 Perdas para o ambiente 9,4 Superaquecedor 136,8 Reaquecedor 47,2 Evaporador 67,0 Tubulão de Vapor 0,5 Economizador 29,8 Pré Aquecedor de ar 15,6 Turbinas a Vapor - Total 56,5 592,0 Turbina de Alta Pressão 13,9 Turbina de Média Pressão 10,7 Turbina de Baixa Pressão 31,9 Condensador 56,8 Aquecedor de baixa pressão 1 1,0 Aquecedor de baixa pressão 2 1,2 Aquecedor de baixa pressão 3 3,1 Aquecedor de baixa pressão 4 0,9 Desaerador 4,4 Aquecedor de alta pressão 1 3,0 Aquecedor de alta pressão 2 2,0 Ventilador de Ar Primário 1,4 0,4 Ventilador de Tiragem Forçado 1,8 0,5 Bomba de Água de Caldeira 1,7 Acionador da BFP 3,6 Bomba de Condensado 1,4 0,3 Ventilador Ar para FGD 1,1 0,2 Reator FGD e auxiliares 2,1 21,1 Ventilador de Tiragem Induzido 7,6 1,3 Corrente de Gases de Exaustão 50,4 Solução de Gesso -9,2 Gerador Elétrico 8,6 Outras Perdas Exergéticas 0,2 Total 1531,5 832,0 107,4 592,0
69
O processo apresenta eficiência exergética global de 35,9 %; a caldeira,
eficiência de 50%; as turbinas, eficiência entre 90% e 93%; a bomba, 87,5% e os pré-
aquecedores apresentaram eficiência entre 82% e 94%. Estes valores de eficiência são
consistentes com aqueles encontrados nas referências disponíveis na literatura (Tab. 5).
A caldeira é responsável por 78% da destruição de exergia de todo o ciclo, sendo o
condensador o segundo componente responsável pela maior destruição de exergia (6%)
e em seguida, a perda de exergia presente nos gases de exaustão (5%).
Tabela 16 – Parâmetros de Eficiência Exergética do Ciclo Rankine.
Componente Eficiência Exergética
�� (%)
δ (%)
Caldeira 50,1 77,9 47,7 Turbina de Alta Pressão 92,0 1,5 0,9 Turbina de Média Pressão 93,1 1,1 0,7 Turbina de Baixa Pressão 90,0 3,4 2,1 Condensador - 6,1 3,7 Pré aquecedor de baixa pressão 1 78,3 0,1 0,1 Pré aquecedor de baixa pressão 2 83,7 0,1 0,1 Pré aquecedor de baixa pressão 3 82,5 0,3 0,2 Pré aquecedor de baixa pressão 4 89,3 0,1 0,1 Desaerador 84,5 0,5 0,3 Pré aquecedor de alta pressão 1 88,9 0,3 0,2 Pré aquecedor de alta pressão 2 94,0 0,2 0,1 Ventilador de Ar Primário 70,2 0,0 0,0 Ventilador de Tiragem Forçado 71,2 0,1 0,0 Bomba de Água de Caldeira 87,5 0,2 0,1 Acionador da BFP 78,8 0,4 0,2 Bomba de Condensado 78,7 0,0 0,0 Ventilador Ar para FGD 78,6 0,0 0,0 Reator FGD e auxiliares - 2,3 1,4 Ventilador de Tiragem Induzido 82,9 0,1 0,1 Gerador Elétrico - 0,9 0,6 Gases de Exaustão - 5,4 3,3 Eficiência Global da Planta 35,9
A partir dos dados da Tab.15, é possível comparar os fluxos de energia e exergia
do ciclo e verificar a que conclusões cada análise direciona. A partir dos fluxos de
energia, calcula-se que a maior parte da energia do carvão deixa o ciclo através do calor
rejeitado pelo condensador, o que pode induzir a uma hipótese de que a melhoria da
70
eficiência do ciclo passa pela recuperação da energia no condensador. No entanto, a
análise exergética mostra que o calor rejeitado no condensador, por ser transferido a
uma temperatura baixa, próxima da ambiente, tem um valor exergético pequeno –
menos do que 4% da exergia do combustível. Os resultados revelam que a caldeira é o
equipamento em que se destrói grande parte da capacidade do combustível de realizar
trabalho, sendo assim um componente cuja melhoria, ainda que pequena, pode acarretar
em ganhos significativos para a eficiência do ciclo. Deve-se observar que este é um
resultado que não pode ser inferido a partir da análise energética, mostrando que o
cálculo exergético é complementar e de provada relevância.
A Tab. 17 indica os fluxos de exergia do IGCC, seguindo a mesma apresentação
dos dados utilizada para o ciclo Rankine. Para os compressores referentes à unidade de
separação de ar e o compressor de tail gas, a exergia dos condensadores de inter-estágio
foi contabilizada como perda. A corrente de enxofre foi contabilizada como perda,
assim como foi feito com a corrente de gesso do ciclo Rankine. A destruição de exergia
do recuperador de calor e das turbinas foi apresentada com seu valor total, agregado, e
posteriormente discriminado por componente.
Tabela 17 – Fluxos de exergia do IGCC.
Componente Entrada de
Exergia (MW)
Destruição de Exergia
(MW)
Perda de Exergia (MW)
Saída de Exergia (MW)
Corrente de Carvão 1715,0 Corrente de Ar para ASU 0,4 Reposição de água de processo 0,2 Reposição de água de caldeira 0,1 Corrente de N2 para AGR 1,4 Gasificador 291,7 Resfriador Radiante 41,4 Scrubber 9,8 Bateria de Resfriadores 40,4 Unidade de Selexol 3,1 15,0 Aquecedor de Gás Combustível 5,3 Turbo-Expansor 1,2 7,2 Compressor de Gás de Síntese 0,3 0,1 Turbina a Gás 380,8 464,5 Unidade de Separação de Ar 1,0 19,1 1,1 Aquecedores de Nitrogênio 2,4 Coluna da Sour Stripper 5,2
71
Componente Entrada de
Exergia (MW)
Destruição de Exergia
(MW)
Perda de Exergia (MW)
Saída de Exergia (MW)
Bomba do Scrubber 0,3 0,1 Compressor de Ar 60,1 3,0 9,1 Compressor de Nitrogênio 30,6 2,8 4,4 Compressor de Oxigênio 11,3 1,1 1,4 Compressor de Tail Gas 1,2 0,3 0,2 Reator de Hidrogenação 27,6 Unidade de Claus 11,5 HRSG - Total 19,8 HP SH 7,0 RH 5,2 HP EVA 1,5 HP ECO 1 / LP SH 4,5 LP EVA 0,3 HP ECO 2 / LP ECO 0,4 EVA DA 0,3 LT CH 0,7 Turbinas a Vapor 29,4 304,8 Turbina de Alta Pressão 5,4 Turbina de Média Pressão 5,7 Turbina de Baixa Pressão 18,3 Condensador 36,3 Bomba de Condensado 0,3 0,1 Desaerador 0,6 Bombas de Água de Caldeira 4,6 0,0 Resfriadores 1,9 Gases de Exaustão 67,0 Enxofre 24,0 Água Blowdown da Caldeira 0,2 Total 1830,0 908,5 145,6 776,4
A Tab. 18 apresenta o resumo dos parâmetros de eficiência do IGCC. A
eficiência exergética global da planta foi calculada em 37,3%, valor similar aos
relatados na literatura (Tab. 6). Deve-se observar que nenhuma das referências
apresenta exatamente o mesmo ciclo que o simulado no presente estudo, portanto, não é
possível a comparação direta entre os parâmetros de desempenho. Para que se possa
realizar ao menos uma validação básica, pode-se avaliar a eficiência do equipamento
através da destruição de exergia relativa ao teor exergético do combustível, pois assim
72
minimiza-se a influência das diferenças entre os processos no valor do parâmetro. Os
resultados deste estudo indicam que o gaseificador e a turbina a gás são responsáveis
pela destruição de 17% e 22% da exergia presente no carvão, respectivamente, que são
valores consistentes com os resultados reportados nas referências analisadas (Tab. 6).
Tabela 18 - Parâmetros de Eficiência Exergética do IGCC.
Componente Eficiência Exergética
�� (%)
δ (%)
Gaseificador 81,2 27,7 17,0 Resfriador Radiante de Gás de Síntese 69,3 3,9 2,4 Scrubber - 0,9 0,6 Bateria de Resfriadores 96,8 3,8 2,4 Unidade de Selexol - 1,4 0,9 Aquecedor de Gás Combustível 62,8 0,5 0,3 Turbo-Expansor 86,2 0,1 0,1 Compressor de Gás de Síntese 85,5 0,0 0,0 Turbina a Gás 69,0 36,1 22,2 Unidade de Separação de Ar - 1,9 1,2 Aquecedores de Nitrogênio 61,9 0,2 0,1 Coluna da Sour Stripper - 0,5 0,3 Bomba do Scrubber 70,6 0,0 0,0 Compressor de Ar 79,8 1,2 0,7 Compressor de Nitrogênio 76,7 0,7 0,4 Compressor de Oxigênio 77,3 0,2 0,2 Compressor de Tail Gas 58,2 0,1 0,0 Reator de Hidrogenação - 2,6 1,6 Unidade de Claus - 1,1 0,7 HRSG - Total 93,5 1,9 1,2 Turbina de Alta Pressão 93,0 0,5 0,3 Turbina de Média Pressão 94,7 0,5 0,3 Turbina de Baixa Pressão 87,8 1,7 1,1 Condensador - 3,5 2,1 Bomba de Condensado 77,1 0,0 0,0 Desaerador 90,5 0,1 0,0 Bombas de Água de Caldeira 99,0 0,0 0,0 Resfriadores - 0,2 0,1 Gases de Exaustão - 6,4 3,9 Eficiência Global da Planta 37,3
Ao comparar os fluxos de energia e exergia, percebe-se que, assim como no
ciclo Rankine, o condensador tem importância reduzida na irreversibilidade do ciclo. A
análise exergética revela que a maior destruição de exergia está no sistema à montante
73
do ciclo de vapor, limitada pelo circuito a partir do gaseificador, passando pelo
resfriador radiante, scrubber, bateria de resfriadores de gás, unidade de remoção de
enxofre, aquecedor do gás combustível até chegar a turbina a gás. Esta seção do ciclo
destrói quase 46% da possibilidade de se realizar trabalho com o carvão, sendo que o
resto das irreversibilidades está difundido pelos outros equipamentos da planta. É
importante observar que esta característica é mais acentuada no processo de
gaseificação do ciclo IGCC da GE. Em qualquer configuração do ciclo IGCC, o
gaseificador e a turbina a gás são componentes responsáveis por grande parte da
destruição de exergia do ciclo, no entanto, no ciclo da GE, a operação úmida do
gaseificador e posterior saturação do gás impõem ainda maior destruição exergética na
seção de gaseificação e limpeza do gás.
As Figs. 13 e 14 mostram a destruição de exergia de cada componente relativa a
destruição total de exergia (��) para os ciclos Rankine e IGCC, respectivamente, para
que se possa comparar os padrões de geração de entropia inerentes a cada ciclo.
Observa-se que em ambos os ciclos, a destruição de exergia ocorre majoritariamente
nos equipamentos que transformam a exergia química do combustível em exergia física
transferida na forma de calor para alimentar o ciclo. No ciclo Rankine, a transformação
ocorre na caldeira e no IGCC, no gaseificador e na turbina a gás. Observa-se também
que o ciclo a vapor do IGCC tem uma importância reduzida se comparado com o
Rankine, em especial a exergia perdida no condensador e a destruição nas turbinas. Tal
constatação é esperada, tendo em vista que no IGCC apenas parte da geração de
potência está vinculada à parte do vapor do ciclo, o que significa uma menor vazão de
água no ciclo e conseqüentemente menores níveis de exergia. Em relação aos sistemas
de limpeza dos gases de exaustão, constata-se que estes impõem uma destruição
exergética de 2,4% para o ciclo Rankine, considerando a perda do reator e dos
ventiladores auxiliares. Para o IGCC, o atendimento às emissões de poluentes é
cumprido pelos sistema de limpeza de gás, composto pelo scrubber, bateria de
resfriadores de gás, sour stripper e unidade de remoção de enxofre, e a unidade de
Claus, que, em conjunto, são responsáveis por 11% da perda exergética total do ciclo,
um valor consideravelmente maior do que no ciclo Rankine.
74
Figura 13 – Destruição de exergia relativa do ciclo Rankine calculado em relação à destruição total.
Figura 14 - Destruição de Exergia Relativa do IGCC calculado em relação à destruição total.
77.86%
6.02%
6.05%
1.18%5.37%
1.07%
2.41%0.91%
Caldeira
Turbinas
Condensador
Pré aquecedores
Gases de
Exaustão
Outros Itens
Ciclo vapor
FGD
(ventiladores e
reator)
27.67%
3.92%
7.19%
4.10%
36.12%
3.75%
1.88%
2.79%
3.91%6.36%
Gaseificador
Resfriador Radiante
de Gás de Síntese
SC/BGC/SS/AGR
ASU
Turbina a gás
Claus
HRSG
Turbina a vapor
Ciclo Vapor
Gases Exaustão
75
A constatação de que a maior parte da exergia é destruída na transferência de
calor para os ciclos, torna conveniente analisá-los à luz de uma analogia com a máquina
térmica. A Fig. 15 mostra tal dispositivo, concebido como uma máquina que gera
trabalho ao receber calor de uma fonte quente a temperatura TH e rejeitar calor para uma
fonte fria a temperatura TL. De acordo com a teoria de Carnot, a máxima eficiência que
o máquina térmica pode obter é em sua operação reversível e o valor é função das
temperaturas absolutas da fonte quente e fria. Na análise exergética, este conceito é
ainda mais claro, pois, considerando que a fonte fria é o ambiente, o máximo trabalho
gerado é simplesmente o teor de exergia da transferência de calor da fonte quente.
Ao analisar o ciclo real, é possível então distinguir a destruição de exergia em
dois tipos: as chamadas irreversibilidades externas, que decorrem da diferença de
temperatura finita entre as fontes e o motor térmico, e as irreversibilidades internas,
relacionadas à destruição de exergia no ciclo operado pelo motor.
Figura 15 – Motor Térmico.
Para o ciclo Rankine, a fonte quente corresponde aos gases gerados na
combustão do carvão, a fonte fria é á agua de resfriamento do condensador e o ciclo de
vapor é o motor térmico que opera entre os reservatórios e transforma o calor em
trabalho. O ciclo de vapor recebe 1370 MW da queima de vapor, com um conteúdo
exergético de 724,6 MW. Considerando a Eq. (18) é possível calcular que a temperatura
média em que ocorre a transferência de energia é de 338 ºC. Cálculo semelhante pode
ser feito para o condensador, considerando o calor transferido de 738,5 MW e a exergia,
76
neste caso perdida, de 56,8 MW, obtendo uma temperatura média de rejeição de calor
de 39 ºC. Portanto, pode-se avaliar o desempenho deste ciclo Rankine como um motor
térmico operando entre um reservatório de 338 ºC e outro de 39 ºC. Pela teoria de
Carnot, o máximo rendimento que este ciclo pode obter é de 48,9%, devido aos níveis
de temperatura dos reservatórios quente e frio. O rendimento real do ciclo é de 38,9%
devido às irreversibilidades internas do ciclo mais perdas de sistemas auxiliares.
No caso do ciclo IGCC, a fonte quente é a combustão do combustível e o fluido
de trabalho é a própria corrente de gases de exaustão. De forma aproximada, pode-se
considerar o calor recebido pela fonte quente como a diferença de entalpia sensível
entre o ar mais combustível da turbina a gás e os gases de exaustão. Da mesma maneira,
a exergia recebida pode ser calculada como a diferença de exergia física entre o ar mais
combustível e os gases de exaustão. A fonte fria, assim como no Rankine, é o
condensador. Calcula-se, assim, que o IGCC pode ser descrito como um motor térmico
que opera entre reservatórios com temperatura de 810,6 ºC e 39 ºC, cujo rendimento
máximo de Carnot é de 71,2%.
Tabela 19 – Analogia dos Ciclos Rankine e IGCC com Motor Térmico. Unidade Rankine IGCC
Calor recebido da fonte quente MW 1370,7 1154,4 Calor rejeitado para a fonte fria MW 738,5 473,9 Exergia recebida da fonte quente MW 724,6 847,6 Exergia rejeitado para a fonte fria MW 56,8 36,5 Temperatura Efetiva da Fonte Quente ºC 338,0 810,6 Temperatura Efetiva da Fonte Fria ºC 39,0 39,0 Máximo Rendimento de Carnot % 48,9 71,2 Eficiência Real do Ciclo % 38,4 39,9
A Tab. 19 apresenta um resumo desta análise para os dois ciclos. O ciclo
Rankine considerado no presente estudo, por operar a temperaturas baixas de vapor, é
limitado em atingir maiores eficiências, uma vez que grande parte da exergia é destruída
na transferência de calor dos gases de exaustão para o vapor, o fluido de trabalho. O
ciclo Brayton, sob qual opera a turbina a gás, permite eficiências maiores, uma vez que
o fluido de trabalho é o próprio produto da combustão, que atinge temperaturas da
ordem de 1300 ºC. A natureza inerentemente mais eficiente do ciclo combinado consiste
77
em aproveitar a capacidade do ciclo Brayton de operar em altas temperaturas com a
capacidade do ciclo Rankine de rejeitar calor a temperaturas próximas do ambiente.
Deve-se investigar a razão do IGCC não apresentar melhor desempenho se
comparado ao ciclo Rankine, dada a sua natureza potencialmente mais eficiente, como
visto na Tab. 19. Considerando os dados das Tabs.16 e 18, pode-se reagrupar a
destruição de exergia de cada componente em cinco causas principais: destruição de
exergia relacionada a transferência de calor da fonte quente, destruição de exergia
relacionada a transferência de calor para a fonte fria, exergia perdida nos gases de
exaustão e destruição de exergia relacionada às irreversibilidades internas do ciclo e a
sistemas externos. Vide a Tab. 20.
Tabela 20 – Causas de destruição de exergia calculada em relação à exergia do carvão.
Causas de destruição de exergia Rankine
(%) IGCC (%)
Fonte quente 47,7 40,4
Fonte fria 3,7 2,1
Irreversibilidades do Ciclo 5,6 8,7 Sistemas Externos 3,3 6,3 Perda nos gases de Exaustão 3,3 3,9 Ineficiência Total 63,6 61,4
Observa-se que, como esperado, a destruição de exergia na transferência de
calor das fontes quente e fria para o motor térmico é maior no ciclo Rankine do que no
IGCC. Entretanto, as ineficiências internas, relacionadas ao ciclo propriamente dito, e
ineficiências de sistemas externos, tais como a unidade de separação de ar, são maiores
para o IGCC. Esta constatação pode ser explicado pelo fato de o ciclo combinado ser
significativamente mais complexo do que o ciclo Rankine. Com uma maior rede de
componentes, o ciclo como um todo está sujeito a maiores perdas devido à ineficiências
como perda de pressão em escoamentos por tubos e equipamentos, maior número de
equipamentos rotativos com perda mecânica associada e transferência de calor através
de diferenças finitas de temperatura. A exergia perdida na corrente dos gases de
exaustão também é maior para o IGCC.
Conclui-se, portanto, que apesar de a natureza do ciclo combinado permitir
atingir níveis maiores de eficiência em relação ao ciclo Rankine, o IGCC não consegue
cumprir plenamente este potencial por apresentar perdas maiores devido à
78
irreversibilidades internas do ciclo e irreversibilidades associadas a sistemas externos.
É importante observar que esta análise revela que, embora os dois ciclos tenham
desempenhos comparáveis, a natureza da ineficiência do ciclo Rankine é diferente da
ineficiência do IGCC. Esta é uma informação importante para analisar possibilidades de
melhoria do ciclo.
4.3 Potencial para Melhoria
A análise termodinâmica completa dos ciclos requer a avaliação do potencial de
melhoria, identificando as fontes de destruição de exergia que são inevitáveis e aquelas
que podem ser minimizadas. Tal análise consiste em reconhecer restrições físicas,
técnicas e econômicas que impeçam a melhoria de um processo ou equipamento além
de um determinado limite. Para este trabalho, foram avaliadas somente restrições
físicas.
Considera-se que a destruição de exergia associadas às reações químicas não
podem ser evitadas, pois decorrem da natureza irreversível das reações. Em realidade,
este valor pode ser minimizado alterando as condições de operação do reator, como por
exemplo, diminuindo o excesso de ar em uma reação de combustão. Porém, estas
condições são determinadas por outras condicionantes do processo, portanto, para fins
práticos, foi considerado que a destruição de exergia calculada para as reações dos
ciclos simulados são o valor mínimo a que se pode chegar e são inevitáveis. A
destruição de exergia relacionada à perda de carga e transferência de calor através de
diferenças finitas foi considerada como evitável, embora se reconheça que existem
limites teóricos e econômicos à minimização destas ineficiências.
No caso do ciclo Rankine, foi calculado que a caldeira é o componente que
causa a destruição de exergia mais significativa do ciclo. As causas desta ineficiência
podem ser separadas em três: destruição de exergia devido à combustão, que
corresponde a 58% do valor total; destruição devido à troca térmica entre os gases de
exaustão e corrente de vapor, que corresponde a 41% e perdas para atmosfera, 1%.
Entende-se, portanto, que 42% da destruição de exergia da caldeira poderia ser evitada
através da redução da diferença de temperatura entre os gases de exaustão e o vapor.
79
Assim como na caldeira, no reator de dessulfurização ocorrem reações
químicas, cuja geração de entropia associada não pode ser evitada. Este valor
corresponde a 49% da destruição de exergia total do equipamento.
Finalmente, deve-se contabilizar que a perda de exergia relativa à emissão dos
gases de exaustão para a atmosfera não pode ser totalmente recuperada.
Aproximadamente 95% se referem à exergia química da corrente, devido à diferença de
concentração das espécies químicas na corrente de gases de exaustão e na atmosfera.
Não existe hoje nenhum meio de aproveitar esta exergia, sendo portanto considerada
como uma perda exergética inevitável.
Para o IGCC, em uma análise semelhante, determina-se que a destruição de
exergia total do gaseificador não pode ser recuperada, pois se refere somente à
irreversibilidade associada com as reações químicas. Em relação à turbina a gás, 74,5%
da destruição de exergia se refere ao combustor e é contabilizada como destruição de
exergia inevitável. A totalidade da destruição de exergia dos sistemas de unidade de
recuperação de enxofre e reator de hidrogenação também foram consideradas como
perdas inevitáveis devido às reações que nele ocorrem. Finalmente, 63% da exergia dos
gases de exaustão se referem à diferença de potencial químico e foi considerado que não
pode ser transformado em trabalho.
Uma vez definida a parcela de exergia inevitável, pode-se proceder a determinar
os ganhos de eficiência do ciclo, caso as perdas exergéticas evitáveis fossem anuladas.
A Fig. 16 apresenta para cada ciclo os ganhos de eficiência devido às causas
investigadas.
Observa-se que o ciclo Rankine tem potencial para atingir eficiências maiores do
que o IGCC. Esta constatação é explicada pelo fato que no ciclo IGCC as reações
consecutivas de gaseificação e combustão a que se submete o carvão impõem um valor
alto de destruição de exergia inevitável. No ciclo Rankine, por o carvão apenas ser
submetido em um estágio de reação química, a destruição de exergia inevitável é menor.
Entretanto, para o ciclo Rankine atingir estes níveis aumentados de eficiência,
torna-se necessário reduzir a destruição de exergia relacionada à fonte quente do ciclo,
ou seja, diminuir a diferença de temperatura entre os gases de exaustão e o vapor.
Significa, portanto, aumentar o valor da eficiência máxima de Carnot calculada na seção
4.2. Este ganho está condicionado ao desenvolvimento da tecnologia de materiais
80
capazes de suportar condições extremas de pressão e temperatura do vapor. Embora
tenha se obtido um ganho com as chamadas plantas supercríticas, a realização plena
deste potencial de melhoria de eficiência depende de aumento significativo nas
condições de operação do vapor, além da tecnologia existente hoje. Um segundo ponto
a ser observado é que a diminuição da diferença de temperatura entre os gases de
exaustão e o vapor exigirá áreas de troca térmica cada vez maiores, o que por sua vez
aumentará o custo do equipamento, além de acarretar em maior perda de pressão na
corrente de vapor. Esta ultima consequência aumenta as irreversibilidades internas no
ciclo. Percebe-se, portanto, que este potencial técnico pleno está sujeito à restrições
físicas e econômicas importantes que devem ser consideradas em uma análise mais
detalhada do potencial de melhoria do ciclo Rankine.
Figura 16 – Potencial de aumento de eficiência dos ciclos Rankine e IGCC.
O IGCC possui oportunidades de melhoria na redução das irreversibilidades do
ciclo Rankine e Brayton, nas irreversibilidades dos sistemas externos, na recuperação de
exergia dos gases de exaustão e no sistema de limpeza e resfriamento de gás. Em
relação às irreversibilidades dos sistemas auxiliares e ciclos Rankine e Brayton, avalia-
0.0%
10.0%
20.0%
30.0%
40.0%
50.0%
60.0%
70.0%
80.0%
Rankine IGCC
EficiênciaHRSG
Irreversibilidades
Ciclo Brayton
Resfriadores e
Limpeza de Gás
Gases de Exaustão
Destruição de
Sistemas Auxiliares
Destruição Ciclo
Rankine
Fonte Fria Rankine
Fonte Quente
Rankine
Eficiência do Ciclo
Atual
81
se que a melhoria depende significativamente de aspectos econômicos, como aumento
de área de troca térmica para redução de diferença de temperatura ou de aprimoramento
de tecnologias como, por exemplo desenvolvimento de compressores e turbinas mais
eficientes. Como o estudo de referência concebeu os ciclos considerando tecnologia
“estado da arte”, é considerado que não há muitas possibilidades de efetivar este
potencial em um curto prazo.
Os gases de exaustão possuem um teor exergético maior do que o Rankine, o
que é natural, uma vez que a saída da chaminé no IGCC é em torno de 133 ºC e no
Rankine em torno de 56 ºC. Em teoria, pode-se obter um ganho ao recuperar calor desta
corrente, no entanto, este ganho está sujeito a limitações técnicas, uma vez que a
redução pode causar condensação do gás, que traz efeitos danosos.
Uma possibilidade promissora é o estudo de aplicação de diferentes tecnologias
na limpeza do gás. Percebe-se que em função da necessidade de redução da temperatura
do gás combustível até 40 ºC, perde-se potencial considerável para realizar trabalho. A
comercialização de tecnologias de limpeza a quente poderia reverter este quadro, mas
diante do tempo necessário ao amadurecimento desta solução, há que se considerar a
aplicação de sistemas de limpeza pós combustão similar ao empregado no ciclo
Rankine. Esta solução, embora demande um consumo de potência elétrica maior do que
o sistema atualmente empregado, não acarreta destruição de exergia no mesmo nível,
uma vez que ele é aplicado na seção mais fria do processo. Se compararmos o sistema
do ciclo Rankine com o IGCC e considerar que o sistema de pós combustão no IGCC
apresentaria a mesma penalidade exergética do sistema aplicado ao Rankine, estima-se
que existem quase quatro pontos percentuais de eficiência que poderiam ser recuperados
com a utilização de sistemas de limpeza pós combustão. É, portanto, um tópico, a ser
estudado. Novamente, deve-se ressaltar que esta conclusão é pertinente ao ciclo IGCC
da GE. Embora a necessidade de resfriamento dos gases para a limpeza e a ineficiência
associada a este processo seja comum a todos os processos, a maneira como o gás é
resfriado no ciclo da GE é inerentemente mais ineficiente do que os métodos utilizados
em outros processos, como por exemplo, o gaseificador da Shell em que o gás é
resfriado com uma corrente de gás de síntese reciclada.
82
5 CONCLUSÕES
Conforme apresentado, a necessidade de segurança energética e reduzidos
impactos ambientais impelem a busca pelo aumento de eficiência no uso dos recursos
energéticos. Devido à importância estratégica do carvão e seu uso disseminado para
geração de energia elétrica, um número considerável de pesquisas foram publicadas
comparando tecnologias concorrentes para geração elétrica a partir de carvão, o ciclo
Rankine e o Ciclo Combinado Integrado à Gaseificação.
Este trabalho propôs com sucesso conduzir análises exergéticas dos ciclos
Rankine e IGCC. A metodologia proposta - descrição de equações de exergia em um
simulador de processos – se mostrou adequada para o objetivo do trabalho. A ressalva
que se faz é que simuladores que utilizam a equação de gás ideal em sua modelagem
termodinâmica não são preparados para processos em que ocorre condensação de uma
corrente gasosa, exigindo do analista um esforço adicional para reproduzir o
comportamento físico destes equipamentos. Em se desejando estudar mais
detalhadamente os processos de limpeza de gás dos ciclos Rankine e IGCC, recomenda-
se a utilização de um simulador de processos apto a utilizar outras equações de estado.
As análises exergéticas indicaram eficiências exergéticas de aproximadamente
40% para os dois ciclos e pôde-se concluir que em ambos, a maior parte da exergia é
destruída nos equipamentos que transformam a exergia química do combustível em
exergia física a ser transferida ao ciclo. Apesar dos valores de eficiência exergética
comparáveis entre os ciclos, nota-se uma diferença fundamental no padrão de geração
de entropia, em que se revelam características intrínsecas a cada ciclo. No Rankine, a
baixa temperatura do vapor de processo acarreta em grande destruição de exergia e,
apesar da relativa pequena irreversibilidade gerada no ciclo propriamente dito, a
eficiência é limitada pelo baixo teto da eficiência de Carnot. No IGCC, o ciclo é capaz
de trabalhar a uma temperatura alta na fonte quente e temperatura baixa na fonte fria,
vislumbrando assim uma eficiência máxima em níveis maiores que o ciclo Rankine. No
entanto, devido às irreversibilidades do ciclo em si e de seus sistemas auxiliares, este
potencial não é realizado, apresentando uma eficiência final nos níveis comparáveis à
do Rankine.
83
Verificou-se que a melhoria significativa do ciclo Rankine será obtida
necessariamente pelo aumento da pressão e temperatura de operação do vapor, o que
depende primordialmente de desenvolvimento de tecnologia metalúrgica que possa
obter materiais de palhetas de turbinas e tubos de caldeira aptos a trabalhar nesta
condição extrema. Para o ciclo IGCC, foi identificado uma oportunidade para aumento
da eficiência no sistema de limpeza de gás. Para a efetivação desta oportunidade, será
necessário o desenvolvimento pleno e comercialização de tecnologias de limpeza de gás
quente (hot gas clean up) ou estudos para reconsiderar a utilização de sistemas de
limpeza pós combustão.
A partir dos resultados obtidos, sugerem-se linhas de pesquisa para trabalhos
futuros que possam avançar nas análises feitas neste trabalho. Em primeiro lugar, a
realização de análise exergo-econômicas das plantas simuladas. O estudo de referência
apresenta os dados de custo de aquisição e operação dos dois ciclos, sendo necessário
apenas modelar as equações de custo da exergoeconomia. Em segundo lugar, a
investigação de diferentes condições de operação para as plantas simuladas, como por
exemplo, operação em carga parcial ou utilização de outro combustível, como por
exemplo o carvão mineral brasileiro, biomassa ou resíduo de petróleo. Em terceiro
lugar, a simulação de outros ciclos associados a gaseificação, como por exemplo a
poligeração – gaseificação da carga para produção simultânea de energia, combustíveis
e insumos da indústria química – ou a utilização do gás de síntese em uma pilha
combustível ao invés de um ciclo combinado. Sugere-se também conduzir uma
simulação exergética do ciclo IGCC da Shell, para que se possa comparar a eficiência
dos diferentes processos de gaseificação e resfriamento do gás. Outra possibilidade de
estudo é a comparação exergética do ciclo IGCC da GE com tecnologias de limpeza pós
combustão e pré combustão para verificar se a oportunidade para melhoria de fato pode
ser confirmada. E finalmente, sugere-se um trabalho para a avaliação de potencial de
melhoria dos ciclos considerando restrições técnicas e econômicas, além das restrições
físicas consideradas neste estudo.
84
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89
APÊNDICE A – SIMULAÇÃO DOS CICLOS NO IPSEpro
Este apêndice apresenta os resultados das simulações completas dos ciclos
Rankine e IGCC conforme calculados pelo IPSEpro.
As Figs. 17 e 18 apresentam os resultados obtidos do IPSEpro para o ciclo
Rankine com propriedades selecionadas de todas as correntes. A Fig. 17 apresenta o
ciclo de potência propriamente dito e a Fig. 18 apresenta o sistema de dessulfurização
do gás de exaustão. A legenda ao lado direito da figura indica quais são as variáveis
apresentadas e em que unidades estão os valores. Na Fig. 17 há ainda um resumo do
desempenho da planta.
As Figs. 19, 20, 21 e 22 apresentam os resultados obtidos do IPSEpro para o
ciclo IGCC com propriedades selecionadas de todas as correntes. A Fig. 19 apresenta a
unidade de separação de ar e a turbina a gás; a Fig. 20, o gaseificador, resfriamento do
gás e unidade de remoção de enxofre; a Fig. 21 representa a unidade de recuperação de
enxofre e finalmente a Fig. 22 apresenta o ciclo de vapor. A legenda ao lado direito da
figura indica quais são as variáveis apresentadas e em que unidades estão os valores. Na
Fig. 22 há ainda um resumo do desempenho da planta.
Para conveniência do leitor, a Fig. 23 apresenta os símbolos do IPSEpro para
cada componente. Esta figura já havia sido apresentada no capítulo 3.
90
Figura 17 - Simulação da ilha de potência do ciclo Rankine.
91
Figura 18- Simulação do sistema de dessulfurização do ciclo Rankine.
92
Figura 19 – Simulação da unidade de separação de ar e turbina a gás do ciclo IGCC.
93
Figura 20 – Simulação do gaseificador, resfriamento de gás e unidade de remoção de enxofre.
94
Figura 21 – Unidade de recuperação de enxofre (Claus) do ciclo IGCC.
95
Figura 22– Ciclo de vapor do IGCC.
96
Combustor Turbina Compressor ou Ventilador
Sour Stripper
Saturador / Scrubber Separador Gaseificador Trocador de Calor
Tubulão de Vapor Condensador ou Pré – Aquecedor de Enxofre
Resfriador do Gás Forno de Claus
Reator de hidrogenação Desaerador Gerador Remoção de Enxofre
Fonte de Calor Bomba FGD Estágio de Reação Claus
Motor Elétrico
Válvula Sumidouro de Calor
Figura 23 – Símbolos de cada componente no IPSEpro.
feed
feed_comb
drain
feed
feed
drain
drain
[shaft_in] [shaft_out][shaft_in] [shaft_out]
feed
drain
Feed
Drain_Top
Drain_Bottom
drain_water
feed drain
feed_H2O
feed feed
drain_1
drain_2
feed_gas
drain_gas
fuel
feed_cold
drain_cold
feed_hot drain_hot
feed_1
feed_2 feed_2
drain_1
drain_2drain_2
feed_hot drain_hot
feed_cold
drain_cold
Feed
Drain_Top
Drain_Bottomfeed_water
drain_water
drain
fuel
feed
feed
drain
feed_cold
feed_hot
drain
[feed_rc][feed_rc]
[shaft_in] [shaft_out]
Feed
Drain_Top
feed
drain
[drain_1] [drain_1]
[drain_2] [drain_2]
feeddrain
[shaft_in]
[shaft_out]
feed_gas
drain_gas
drain_liq
feed_liq01
[feed_liq02]
[shaft_in]
feed
drain
[shaft_in] [shaft_out]
feed drain
feed
drain
97
APÊNDICE B – CÁLCULOS AUXILIARES DA UNIDADE DE CLAUS
Cálculo da Entalpia do Enxofre
A variação da entalpia do enxofre na forma molecular S2 e S8 pode ser
calculado através da Eq. (34):
/=� − /=+ = � �:� (5)�5vNv�
(34)
Para cada alótropo do enxofre, foi utilizado um polinômio de quarto grau para
calcular o calor específico (cp) em função da temperatura, conforme recomendação de
MORAN et al. [12]. Este polinômio foi obtido a partir de ajuste de curva dos valores de
calor específico em função de temperatura disponíveis no banco de dados do JANAF
[45].
Cálculo da Entropia do Enxofre
A variação da entropia do enxofre na forma molecular S2 e S8 pode ser calculada
através da Eq. (35), aplicável à fluidos incompressíveis [12]:
�� − �+ = � �(v)v �5vN
v� (35)
Para cada alótropo do enxofre, foi utilizado um polinômio de quarto grau para
calcular o calor específico em função da temperatura. Este polinômio foi obtido a partir
de ajuste de curva dos valores de calor específico em função de temperatura disponíveis
no banco de dados do JANAF [45].
98
Cálculo da Constante de Equilíbrio da Reação de Claus
A hipótese de equilíbrio químico da reação determina que a composição da
corrente de produtos seja dada pela Eq. (36):
��(5) = ∏ ��� �∏ ¡¢£¤�
(36)
onde m representa o número de produtos A, υA representa o coeficiente estequiométrico
de cada produto, n representa o número de reagentes B, υB representa o coeficiente
estequiométrico de cada reagente e Kp é a constante de equilíbrio da reação. Para
calcular a composição do gás de saída, portanto, torna-se necessário conhecer a relação
entre KP e T. O primeiro é função apenas do segundo e é calculado através da Eq. (37):
�� = ��¥ _e¦§w
¨v c (37)
onde ∆G0 é a variação da energia livre de Gibbs da reação e R a constante universal dos
gases. Os valores da energia livre de Gibbs também dependem da temperatura e estão
disponíveis na base de dados do JANAF [45].
Desta forma, obtém-se uma tabela relacionando KP e T. Para que seja utilizada
para interpolação pelo IPSEpro, é conveniente transformar a reação para a base de
log10KP versus 1/T, uma vez que estes parâmetros apresentam uma relação
aproximadamente linear. Desta forma ao interpolar linearmente entre os pontos, é
menor a chance em incorrer em erros numéricos. A Fig. 24 apresenta a relação log10KP
versus 1/T para a reação de Claus com a forma molecular S2, ilustrando a relação linear
entre as duas variáveis.
Com esta tabela e as equações de conservação de massa, elemento químico e
energia, o modelo é capaz de calcular a composição dos produtos em equilíbrio
químico.
As propriedades físicas da corrente não podem ser calculadas da mesma forma
que as demais, pois a rotina de cálculo de propriedades físicas do IPSEpro não é apta a
calcular os dados de enxofre molecular. Assim, foi programado nos modelos do forno e
99
do estágio de reação o cálculo da entalpia do enxofre, conforme feito para os pré-
aquecedores e condensadores de enxofre.
Figura 24 – Curva de log10Kp(T) versus 1/T para a reação 2H2S + SO2 = (3/2)S2 + 2H2O.
Pressão de Vapor do Enxofre
A pressão de vapor do enxofre, necessária para calcular a quantidade de enxofre
condensado após cada estágio de reação, foi obtida de um gráfico apresentado pela GAS
PROCESSORS SUPPLIERS ASSOCIATION [43], reproduzido na Fig. 25.
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012
log10 Kp(T)
1/ T (K-1)
100
Figura 25- Pressão de vapor do enxofre. Fonte: GAS PROCESSORS SUPPLIERS ASSOCIATION [43].