Geração de Bioeletricidade em Usina Sucroalcooleira...

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINASFaculdade de Engenharia Mecânica

DANILO JOSÉ CARVALHO

Geração de Bioeletricidade em UsinaSucroalcooleira Utilizando Bagaço, Palha de

Cana e Sorgo Biomassa

CAMPINAS2015

Dedicatória

Dedico este trabalho aos meus familiares e amigos.

Agradecimentos

Agradeço o apoio e as condições proporcionadas por diversas pessoas durante a realização

deste trabalho.

Agradeço a minha família pela motivação, carinho e dedicação ao longo de toda a vida em

especial a minha mãe pelo exemplo de dedicação e amor.

Ao Professor Waldir Antônio Bizzo pela orientação, apoio e amizade no desenvolvimento

deste trabalho.

À Faculdade de Engenharia Mecânica aos funcionários e professores pelos ensinamentos

que proporcionaram a realização deste trabalho.

Ao Laboratório Nacional de Nanotecnologia (LNNANO), e a Dra. Talita Mazon pela valiosa

contribuição para a realização das análises térmicas nesse trabalho.

Ao Instituto Agronômico de Campinas (IAC), pela parceria e fornecimento de matéria-prima

para realização da pesquisa, e ao Pesquisador Engº Denizart Bolonhezi pela contribuição.

Aos amigos e pessoas especiais que fizeram parte da minha vida, nos diversos momentos

hoje e sempre.

A Coordenação de Aperfeiçoamento Pessoal de Nível Superior (CAPES), pelo apoio e

financiamento da pesquisa.

Resumo

O avanço na geração de bioeletricidade nas usinas sucroalcooleiras em níveis

economicamente atrativos depende da utilização de sistemas de cogeração mais eficientes e do

melhor aproveitamento energético da biomassa residual da cadeia produtiva da cana. Este trabalho

apresenta uma proposta conceitual de uma usina de geração de bioeletricidade anexa a uma usina

sucroalcooleira, através do aproveitamento dos resíduos de biomassa (bagaço e palha de cana) e

sorgo biomassa. A disponibilidade e a produtividade de palha de cana foram avaliadas e foi

estimado o consumo de energia em três sistemas de recolhimento de palha. O recolhimento integral

da palha junto a cana apresentou o menor consumo de energia, com um consumo 43% menor em

relação a rota de enfardamento, e 56% menor em relação ao recolhimento granel por forrageira. A

utilização da palha de cana em sistemas de cogeração está condicionada aos possíveis problemas de

incrustações e corrosão em geradores de vapor. Foi realizada a caracterização das biomassas

estudadas, considerando as propriedades críticas na formação de incrustações e depósitos em

superfícies de troca térmica da caldeira. A análise do consumo e geração de energia em uma planta

típica de produção de etanol apresentou baixa eficiência no ciclo térmico e alto consumo de energia

no processo produtivo. Foram analisadas possíveis melhorias para redução do consumo nas etapas

de produção, como a eletrificação dos acionamentos e a redução da demanda de vapor para o

processo de produção. Neste trabalho foi considerado um ciclo térmico a vapor com temperatura

máxima do vapor em 450 °C. Os casos avaliados foram configurados utilizando recursos

tecnológicos para aumento do desempenho dos ciclos: aumento da pressão de vapor gerado,

reaquecimento e regeneração, avaliando o desempenho térmico de uma usina com capacidade de

processamento de 500 t h-1 de cana-de-açúcar. A produção de eletricidade excedente para

comercialização no período de safra atingiu índices acima de 200 kWh t-1 com capacidade total de

geração na safra entre 100 e 130 MW.

Palavras Chave: Bioenergia; Combustão; Biomassa; Cogeração; Palha de cana.

Abstract

The growing of bioelectricity generation in sugar and alcohol plants in economically

attractive levels depends on the use of more efficient cogeneration systems and better use of

residual biomass from the sugar cane industry for energy production. This work presents a

conceptual proposal of a bioelectricity plant attached to an ethanol mill, through the use of biomass

waste (bagasse and sugarcane straw) and sorghum. The availability and productivity of sugarcane

straw were assessed and it was estimated the energy consumption in three straw gathering systems.

The whole plant harvesting presented the lowest energy consumption, approximately 43% lower

than the baling route, and 56% lower than the forage system. The use of sugarcane straw in

cogeneration systems is related to potential problems of fouling and corrosion in steam generators.

The characterization of the biomass was performed, considering the critical properties related to

fouling formation and deposits on heat exchange surfaces of the boiler. The analysis of consumption

and energy generaton in conventional mills presented low thermal efficiency in eletricity generation

an high energy consumption in the ethanol production process. We analyzed possible improvements

for energy consumption reduction in the production steps, such as electrification of the drives and

the steam demand reduction for the production process. In this work, it was considered a thermal

steam cycle with maximum temperature of steam at 450°C. The evaluated cases were configured

using technological solutions to increase the performance of the thermal cycle: increasing of steam

pressure, reheating and regeneration, and we assessed the thermal performance of a plant with

processing capacity of 500 t h-1 of sugar cane. The production of surplus electricity for sale in

harvest period reached values above 200 kWh t-1 with total of power generation between 100 and

130 MW.

Keywords: Bioenergy; Combustion; Biomass; cogeneration; Sugarcane straw .

Lista de Figuras

Figura 3.1.Curva da densidade de carga em relação ao percentual de palha transportada na carga decana...................................................................................................................................................52

Figura 3.2. Consumo total de diesel nas rotas de recolhimento de palha.........................................54

Figura 3.3. Comparação entre o consumo de diesel na colheita convencional e na rota de colheita integral da cana.................................................................................................................................57

Figura 4.1. Análise termogravimétrica do bagaço de cana em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min............................................................................................................66

Figura 4.2.Análise termogravimétrica das folhas secas de cana em atmosfera inerte e oxidante comtaxa de aquecimento de 10 K/min....................................................................................................67

Figura 4.3. Análise termogravimétrica da palha de cana misturada no solo em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min..............................................................................68

Figura 4.4 Análise termogravimétrica do sorgo biomassa em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min............................................................................................................69

Figura 5.1. Fluxograma do sistema de cogeração de energia de uma usina típica com produção exclusiva de etanol de cana-de-açúcar..............................................................................................79

Figura 5.2. Fluxograma da configuração de um sistema de cogeração tradicional no Cyclo-Tempo...........................................................................................................................................................84

Figura 6.1 Diagrama T-s Ciclo Rankine com reaquecimento (Moran e Shapiro, 2006)..................96

Figura 6.2. Esquema do ciclo regenerativo com aquecedor de água de alimentação (Borgnakke e Sonntag, 2009)..................................................................................................................................98

Figura 6.3. Resultado da temperatura mínima do vapor gerado para garantir um título na saída da turbina.............................................................................................................................................103

Figura 6.4. Fluxograma de ciclo térmico convencional com regeneração.....................................108

Figura 6.5. Fluxograma representativo do sistema de cogeração com reaquecimento do vapor gerado..............................................................................................................................................110

Figura 6.6. Fluxograma de ciclo térmico a vapor com reaquecimento e regeneração...................113

Figura 6.7. Resultados de simulação do Caso 1 – Comparativo da produção de eletricidade excedente em unidade com vapor gerado à 22 bar/320°C para 50% e 75% de palha de cana recolhida..........................................................................................................................................118

Figura 6.8. Resultados de simulação do Caso 2 – Comparativo da produção de eletricidade excedente em três níveis de pressão no período de safra................................................................121

Figura 6.9. Resultados de simulação do Caso 3 – Índice de geração de eletricidade em quatro níveis de pressão no período de safra.............................................................................................126

Figura 6.10. Resultados de simulação do Caso 3 – Índice de geração de eletricidade em quatro

níveis de pressão no período de safra.............................................................................................127

Figura 6.11. Fluxograma do ciclo considerado na geração de eletricidade no período de entressafra.........................................................................................................................................................130

Figura 8.1. Fluxograma do processo de recolhimento da palha de cana pelo sistema de enfardamento..................................................................................................................................146

Figura 8.2.Fluxograma do processo de recolhimento por forrageira.............................................148

Figura 8.3. Fluxograma do sistema de colheita integral.................................................................150

Figura 9.1. Diagrama Txs do ciclo térmico convencional..............................................................151

Figura 9.2. Diagrama Txs do ciclo térmico - Caso 1......................................................................152

Figura 9.3. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado - Caso 2......................................................153

Figura 9.4. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 3...................................................154

Lista de tabelas

Tabela 2.1. Parâmetros de processo típico de produção de etanol e açúcar.....................................23

Tabela 2.2. Projeção para os avanços nos parâmetros na produção de etanol................................24

Tabela 2.3. Produtividade de resíduos após a colheita sem queima................................................31

Tabela 2.4. Relação entre o teor de umidade e o tempo que o resíduo é deixado no solo após a colheita.............................................................................................................................................32

Tabela 2.5. Análise imediata dos constituintes da palha da cana e do bagaço de cana...................40

Tabela 2.6. Análise elementar dos constituintes da palha da cana e do bagaço de cana.................40

Tabela 2.7. Composição elementar das cinzas dos resíduos da colheita da cana............................41

Tabela 2.8. Composição elementar das cinzas do bagaço de cana..................................................41

Tabela 3.1. Quantidade de resíduo disponível para recolhimento...................................................46

Tabela 3.2. Operações envolvidas em cada rota de recolhimento da palha.....................................47

Tabela 3.3. Índices de consumo adotados nas várias operações envolvidas nas rotas de recolhimento....................................................................................................................................48

Tabela 3.4. Índices de consumo de diesel das colhedoras de cana..................................................48

Tabela 3.5. Capacidade operacional e consumo específico de energia de dois protótipos de separador e triturador de palha........................................................................................................49

Tabela 3.6. Consumo de combustível (L t-1 palha) nas operações dos três sistemas de recolhimento de palha......................................................................................................................55

Tabela 3.7. Equipamentos necessários nas operações envolvendo as três rotas de recolhimento de palha.................................................................................................................................................56

Tabela 3.8. Previsão do aumento de viagens devido o transporte de palha, comparado ao transporte convencional de cana, para uma unidade de 500 t cana h-1...........................................58

Tabela 3.9. Disponibilidade de energia por hectare de área plantada com cana-de-açúcar.............60

Tabela 4.1. Composição estrutural típica do bagaço e palha de cana..............................................62

Tabela 4.2. Resultados de diferentes análises imediatas do bagaço e da palha de cana obtidos nestetrabalho e em outros estudos............................................................................................................63

Tabela 4.3. Resultados das análises de cinzas das amostras de palha de cana e de sorgo biomassa..........................................................................................................................................................63

Tabela 4.4. Análise elementar do bagaço e palha de cana (%)........................................................64

Tabela 4.5. Análise elementar da palha de cana e do bagaço e comparativo com outros autores.. .70

Tabela 4.6. Índices de probabilidade de formação de incrustações calculados para o bagaço de

cana de acordo com as análises de cinzas........................................................................................73

Tabela 4.7. Índices de probabilidade de formação de incrustações calculados de acordo com as análises de cinzas.............................................................................................................................73

Tabela 4.8. Resultados das temperaturas de amolecimento das cinzas do bagaço de cana em (°C).........................................................................................................................................................74

Tabela 5.1. Propriedades dos fluxos de produtos em cada etapa do processo e parâmetros de consumo de vapor são indicados no fluxograma de uma unidade típica.........................................80

Tabela 5.2. Parâmetros operacionais médios em usinas típicas.......................................................82

Tabela 5.3. Índices de produtividade umidade e conteúdo energético dos resíduos estudados.......86

Tabela 5.4. Parâmetros de produção de etanol, geração de vapor e cogeração em uma usina típica de etanol...........................................................................................................................................86

Tabela 5.5. Energia requerida para produção de trabalho mecânico em uma usina típica, vapor à 22 bar/320°C....................................................................................................................................87

Tabela 5.6. Consumo de vapor em cada etapa do processo de produção de etanol.........................88

Tabela 5.7. Parâmetros para simulação das configurações dos sistemas convencionais analisados..........................................................................................................................................................89

Tabela 5.8. Resultados da simulação – Usina típica configuração C1 com vapor gerado a 22bar – 320 ºC..............................................................................................................................................89

Tabela 6.1. Disponibilidade de combustível para geração de energia em uma usina de capacidade média, no período de safra.............................................................................................................105

Tabela 6.2. Parâmetros adotados nas simulações dos sistemas de cogeração avançados com reaquecimento do vapor.................................................................................................................105

Tabela 6.3. Energia disponível na biomassa e aproveitada no gerador de vapor...........................107

Tabela 6.4. Parâmetros adotados nas simulações para aproveitamento de 50% e 75% de palha recolhida........................................................................................................................................109

Tabela 6.5. Parâmetros especificados para os componentes no procedimento de simulação........111

Tabela 6.6. Parâmetros adotados nas simulações das configurações R1, R2, R3 e R4 com uso de 100% do bagaço e aproveitamento de 50% e 75% de palha de cana.............................................111

Tabela 6.7. Parâmetros especificados para os componentes no procedimento de simulação........114

Tabela 6.8. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG1 em quatro níveis de pressão de vapor.............................................................................................................................114




Tabela 6.12. Resultados simulação Caso 1 – Processo iterativo da pressão no regenerador configuração RG1..........................................................................................................................116

Tabela 6.13. Resultados de simulação do Caso 1 – Configuração RG1 e RG2 com consumo de vapor no processo de 335,0 kg/t.cana no período de safra............................................................117

Tabela 6.14. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R1 com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra........................................119




Tabela 6.18. Resultados de processo iteração da pressão no regenerador – Configuração RRG1........................................................................................................................................................122

Tabela 6.19. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG1, com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg t-1 cana no período de safra.....................123

Tabela 6.20. Tabela 6.20. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração RRG2, com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra...............123

Tabela 6.21. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG3, com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra........................123

Tabela 6.22. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG4, com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra........................124

Tabela 6.23. Projeção de produção de eletricidade em usina media de 500 [t/h] no período de safra................................................................................................................................................128

Tabela 6.24. Projeção de produção de eletricidade em usina media de 500 [t/h] no período de safra.......................................................................................................................................................131

Tabela 6.25. Projeção de área de cultivo do sorgo biomassa para uma usina media de 500 t h-1 cana................................................................................................................................................131

Lista de Abreviaturas e Siglas

Letras Latinas

A – Componentes ácidos [%]

B – Componentes Básicos [%]

R – Correlação de fusibilidade das cinzas e formação de incrustações [%]

t – Tonelada

...................................................

Abreviações e Siglas

ASTM – American Society for Testing and Materials

b.s – base seca

b.u – base úmida

CGEE – Centro de Gestão e Estudos Estratégicos

CTC – Centro de Tecnologia Canavieira

CTBE – Laboratório Nacional de Ciência e Tecnologia do Bioetanol

daf – seco e livre de cinzas

DETF - Departamento de Engenharia Térmica e Fluidos

DSC – Espectometro de calorimetria diferencial

DTG – Diferencial de termogravimetria

EDS – Espectrometria de energia dispersiva

GL – Grau Gay Lussac

ha – Hectare

CTBE – Laboratório Nacional de Ciências e Tecnologia do Bioetanol

CTC - Centro de Tecnologia Canavieira

I.A – Índice de Álcalis

IPT – Instituto de Pesquisa Tecnológico

LNANO – Laboratório Nacional de Nanotecnologia

n/a – Não analisada

PCI – Poder Calorífico Inferior

PCS – Poder Calorífico Superior

TGA - Termogravimetria

...................................................

Sumário1INTRODUÇÃO.....................................................................................................................17

1.1.Objetivo................................................................................................................................172REVISÃO LITERATURA.....................................................................................................19

2.1.Geração elétrica no Brasil....................................................................................................19

2.2.Setor sucroenergético...........................................................................................................20

2.3.Consumo de energia nas usinas...........................................................................................22

2.4.Geração de energia nas usinas..............................................................................................24

2.5.Integração e avanços na eficiência energética no processo produtivo das usinas................25

2.6.Possíveis avanços nos ciclo térmicos das usinas.................................................................27

2.7.Potencial e recuperação dos resíduos da colheita da cana...................................................29

2.8.Produtividade e composição dos resíduos deixados em campo...........................................31

2.9.Métodos de recolhimento da palha de cana.........................................................................33

2.10.Composição química da palha e problemas de combustão de biomassa...........................34

2.11.Problemas operacionais na combustão de biomassa em superfícies de transferência de calor............................................................................................................................................37

2.12.Produtividade e aproveitamento do sorgo biomassa na geração de energia......................38

2.13. Análises das propriedades da palha da cana......................................................................393ANALISE DO CONSUMO DE ENERGIA EM TRÊS SISTEMAS DE RECOLHIMENTO

DE PALHA DE CANA................................................................................................................43

3.1.Manutenção dos resíduos da colheita no solo......................................................................44

3.2.Objetivo................................................................................................................................47

3.3.Consumo de energia no recolhimento da palha de cana......................................................47

3.4.Quantidade de palha recolhida.............................................................................................52

3.5.Resultados do consumo de combustível nas rotas de recolhimento de palha......................54

3.6.Conclusões e considerações sobre os sistemas de recolhimento.........................................584CARACTERIZAÇÃO DO BAGAÇO DE CANA E DO SORGO BIOMASSA COMO

COMBUSTÍVE............................................................................................................................61

4.1 Resultados da caracterização química do bagaço e da palha de cana..................................62

4.2 Resultados da análise termogravimétricas...........................................................................64

4.3 Resultados de análises das cinzas de palha de cana, sorgo biomassa e bagaço de cana......70

4.4 .Índices de fusibilidade das cinzas e índices de álcalis........................................................715ANÁLISE DO ANÁLISE DO CONSUMO E GERAÇÃO DE ENERGIA EM UMA

PLANTA TÍPICA DE PRODUÇÃO DE ETANOL....................................................................75

5.1. Processo típico de produção de etanol e consumo de energia............................................75

5.2.Fluxograma do processo de produção de etanol..................................................................78

5.3.Ciclo térmico a vapor típico.................................................................................................81

5.4.Caracterização e simulação do sistema de cogeração..........................................................82

5.5.Procedimento de simulação.................................................................................................82

5.6.Configuração do ciclo a vapor de uma usina típica.............................................................84

5.7.Resultados do consumo de energia em uma usina típica.....................................................85

5.8.Resultados da simulação do ciclo térmico convencional.....................................................88

6PROPOSTA DE MELHORIA NO CONSUMO E GERAÇÃO DE ENERGIA EM USINA DE CAPACIDADE MÉDIA........................................................................................................91

6.1.Redução do consumo de vapor em etapas do processo de produção...................................91

6.2.Melhorias no desempenho de ciclos térmicos......................................................................95

6.3.Problemas na combustão de biomassa, incrustações e corrosão..........................................99

6.4.Limitação da temperatura do vapor gerado........................................................................101

6.5.Caracterização dos sistemas de cogeração estudados........................................................104

6.5.1.Configurações do ciclo térmico.....................................................................................1066.5.2.Caso 1 – ciclo convencional com regeneração e turbina condensação..........................1076.5.3.Caso 2 – ciclo com reaquecimento.................................................................................1096.5.4.Caso 3 – ciclo com reaquecimento e regeneração..........................................................112

6.6.Resultados da simulação dos ciclos térmicos.....................................................................115

6.6.1.Resultados caso 1 – ciclo convencional com regeneração e turbina condensação........1166.6.2.Resultados caso 2 – Ciclo com reaquecimento..............................................................1186.6.3.Resultados caso 3 – ciclo com reaquecimento e regeneração........................................121

6.7.Resultados – Comparativo dos casos avaliados.................................................................126

6.8.Resultados – Projeção de consumo de sorgo na entressafra de cana.................................128

7CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHO FUTUROS...................................133

7.1. Sugestões para trabalho futuros........................................................................................135

8APÊNDICE A – Sistemas de Recolhimento de Palha de Cana...........................................1459APÊNDICE B – Resultados simulação dos ciclos térmicos................................................151

17

1 INTRODUÇÃO

O potencial de geração de eletricidade nas unidades sucroalcooleiras é elevado,

principalmente devido à grande disponibilidade de resíduos ainda não aproveitados como insumos

energéticos. No entanto, a geração elétrica nas usinas depende ainda de uma melhora em sua

eficiência energética, como também de um conjunto de medidas econômicas e políticas favoráveis

ao setor sucroalcooleiro.

Os avanços na colheita mecanizada de cana nos últimos anos têm proporcionado a geração

de uma expressiva quantidade de biomassa residual no campo, com excelente potencial de

aproveitamento energético como combustível. Sua recuperação e aproveitamento ocorre ainda de

forma modesta e ineficiente em relação ao potencial disponível. Atualmente, não existe um sistema

de recolhimento da palha de cana como padrão e com comprovada eficácia e viabilidade.

A capacidade de geração de eletricidade nas usinas sucroalcooleiras poderia ser

significativamente ampliado pelo uso de parte da palha de cana como combustível e pela utilização

de sistemas de cogeração de alta eficiência.

Atualmente o Brasil possui uma potência elétrica instalada de 126,74 GW, e a participação

da biomassa, está em torno de 6,4%, sendo que desse total o bagaço de cana contribui com quase

80%. A indústria sucroalcooleira possui uma capacidade instalada em torno de 6,0 GW e produção

de eletricidade excedente na safra 2009/2010 foi de 7,32 milhões MWh (Conab, 2011).

O desenvolvimento de técnicas mais adequadas para o tratamento da palha são fundamentais

para viabilizar seu aproveitamento na geração de vapor em caldeiras. As técnicas empregadas visam

a remoção de impurezas, principalmente terra que é transportada junto com a cana e a palha e, em

alguns casos, a redução do teor de cinzas e o controle da umidade. As técnicas aplicadas com

melhores resultados envolvem processos de separação e limpeza a seco (Hassuani, 2005).

1.1. Objetivo

Este trabalho tem como objetivo a elaboração de proposta de uma usina de geração de

bioeletricidade anexa às usinas de produção de etanol, utilizando os resíduos de biomassa (bagaço,

palha de cana e sorgo biomassa), tornando a eletricidade um produto de alta relevância na cadeia

produtiva da cana, através da redução do consumo de energia térmica no processo de produção e do

melhoramento tecnológico do ciclo de produção de energia.

Os objetivos específicos são:

- Avaliar, através da revisão da literatura disponível e dados disponíveis, a disponibilidade da

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palha de cana e o consumo de energia em três sistemas de recolhimento de palha;

- Caracterizar o bagaço, a palha de cana e o sorgo biomassa, como combustível para geração

de energia;

- Avaliar o consumo e geração de energia térmica e elétrica em um planta convencional de

produção de etanol;

- Propor melhorias nos sistemas de geração de energia nas usinas, utilizando recursos

tecnológicos disponíveis para aumento de desempenho dos ciclos térmicos e avaliar o potencial de

produção de energia em diversas configurações. Os estudos realizados neste trabalho tem foco na

avaliação de configurações de sistemas de cogeração operando a partir do uso de bagaço e palha de

cana no período de safra e de sorgo biomassa no período de entressafra.

A estrutura deste trabalho está dividido em seis capítulos, descritos a seguir:

O Capítulo 2 apresenta a revisão bibliográfica sobre a produção de energia elétrica no setor

sucroenergético brasileiro, o consumo de energia nas usinas típicas e a integração térmica nas

usinas. São apresentados estudos sobre produtividade e composição dos resíduos da colheita da

cana e o potencial de recuperação e os métodos de recolhimento de palha. São apresentados estudos

das propriedades do bagaço e da palha de cana como combustível.

O Capítulo 3 apresenta um estudo sobre o consumo de energia em três sistemas de

recolhimento de palha de cana. Foram estudadas as rotas de enfardamento, forrageira e colheita

integral da cana, apresentando os equipamentos e as etapas de cada rota de recolhimento.

No capítulo 4 é feita a caracterização das biomassas estudadas nesse trabalho, através de

análises térmicas segundo as normas de caracterização dos combustíveis. Foram realizadas as

seguintes análises: análise imediata e poder calorífico, analise elementar, análise termogravimétrica

(TGA/DSC) e análises da composição das cinzas.

O Capítulo 5 apresenta um estudo sobre o consumo e geração de energia nas usinas

convencionais de produção de etanol. São apresentadas as hipóteses consideradas e os resultados

das simulações das configurações do caso analisado.

No Capítulo 6 são apresentados os resultados da avaliação de desempenho de sistemas de

cogeração com melhorias no ciclo térmico e redução no consumo de energia no processo produtivo,

considerando o aproveitamento da palha de cana e do sorgo biomassa na geração de vapor. São

estudados ciclos térmicos com aumento da pressão do vapor, reaquecimento e regeneração, e

também considerado a eletrificação dos acionamentos de moendas e redução de consumo de vapor

na destilação. Finalmente no Capítulo 7 são apresentadas as conclusões e sugestões de trabalhos.

19

2 REVISÃO LITERATURA

Neste capítulo são reunidos estudos relacionados com os temas investigados nesse trabalho.

Foram pesquisados trabalhos referentes a cadeia produtiva da cana-de-açúcar, o aproveitamento

energéticos dos resíduos da cadeia produtiva, análise da composição de biomassas, combustão de

sólidos em cadeiras, produção e geração de energia nas usinas do setor sucroalcooleiro, e ciclos

térmicos á vapor de alta eficiência.

2.1. Geração elétrica no Brasil

A produção de energia elétrica Brasileira atingiu, no ano de 2013 um total de 570 TWh, a

partir de uma matriz elétrica predominantemente composta por fontes renováveis, que representam

80,1% do total instalado (Aneel, 2015). As principais fontes de geração de energia elétrica no Brasil

são, Hidráulica com 63,5%, Gás natural 9,1%, Biomassa 8,7%, derivados do petróleo 6,8%, carvão

mineral 2,5%, energia nuclear 1,4%, e energia eólica 4,3%.

A participação das fontes renováveis na produção de energia primária do país representa

atualmente 46,4%, e desse total a biomassa representa 24,2%. A biomassa energética é formada

essencialmente por lenha e por produtos da cana-de-açúcar. No caso da matriz composta por fontes

renováveis, apenas os produtos da cana-de-açúcar tiveram um aumento de participação na produção

de energia primária, nos últimos 10 anos, e representam 19,1% da produção de energia interna

(EPE, 2014).

A produção de eletricidade mundial está distribuída em fontes renováveis e não renováveis, as

fontes renováveis representam apenas 20,3% da matriz elétrica mundial e as principais fontes são:

carvão mineral com 41,3%, o gás natural com 22%, a energia nuclear 11,7%, a energia hidráulica

15,8%, o petróleo 4,8%, e outros 4,5%. A produção de energia elétrica mundial atingiu, em 2013

um total de 22.126 TWh (EPE, 2014), indicando que produção de energia elétrica brasileira

representa 2,6% de toda energia produzida no mundo. Nos últimos 5 anos a matriz elétrica mundial

apresentou uma redução de 17,2% no consumo de derivados de petróleo e reduziu em 20,1% o

consumo de energia nuclear para a produção de eletricidade (EPE, 2014), refletindo em um

aumento de 95% no consumo de outras fontes renováveis como a biomassa e energia eólica.

A matriz elétrica brasileira é baseada principalmente na geração hidrelétrica, que no início dos

anos 2000 representava mais de 80% da geração de eletricidade teve sua participação reduzida nos

últimos 12 anos, em mais de 18% (EPE, 2014), seguido de investimentos principalmente na geração

20

termelétrica, resultando um crescimento rápido na participação de outras fontes na geração elétrica,

incluindo as usinas de açúcar e álcool que usam o bagaço como combustível, e o gás natural. Nos

últimos 12 anos, as termelétricas tiveram um aumento de 51% na sua participação na matriz elétrica

brasileira, entretanto as usinas e destilarias que o usam o bagaço de cana como combustível, tiveram

um aumento na participação de cerca de 230%, (Conab, 2011).

2.2. Setor sucroenergético

O setor sucroenergético representa cerca de 2,3% do PIB brasileiro (UNICA, 2012) e abrange

quase 54% de toda economia agrícola brasileira (EPE, 2012) e ainda contribui com 19,1% de toda

produção de energia primária no Brasil, (EPE, 2014). O crescimento da produção do setor

sucroalcooleiro no Brasil nos últimos 15 anos, foi superior a 100%, passando de 302 milhões de

toneladas de cana na safra 1997/1998, para cerca de 648,1 milhões de toneladas de cana na safra

2012/2013 (Conab, 2014).

Atualmente o Brasil possui uma potência elétrica instalada de 126,74 GW, a participação da

biomassa representa 6,4%, sendo que desse total o bagaço de cana contribui com quase 80%. A

indústria sucroalcooleira possui uma capacidade instalada em torno de 6,0 GW e a produção de

eletricidade excedente na safra 2009-10 foi de 7,32 milhões MWh. (Conab, 2011).

A geração e o consumo de energia térmica e elétrica nas unidades sucroalcooleiras são

baseados exclusivamente na utilização do bagaço de cana residual do processo de produção,

procedimento possível e adotado há muitos anos, devido principalmente à disponibilidade de

resíduo e ao desenvolvimento de equipamentos como geradores de vapor com capacidade de

aproveitamento do bagaço como combustível para cogeração de energia.

No segmento de cana no Brasil a maioria das usinas produzem açúcar e etanol em uma

planta integrada, onde o bagaço de cana é obtido a partir do processo de obtenção do caldo que

contém sacarose. A partir do caldo pode ser produzido o açúcar, através de um processo de

concentração, ou o etanol através de um processo de fermentação seguido da destilação. A obtenção

do caldo é feita através de dois processos básicos: a preparação da cana e a extração do caldo. O

processo de preparação da cana começa com a limpeza da cana e esmagamento, quando o caldo é

separado a partir do bagaço. No processo de extração do caldo podem ser utilizadas duas técnicas

diferentes: a extração por moagem ou a extração por difusão. Ambos os processos dão origem ao

bagaço de cana com características ligeiramente diferentes (Bizzo et al., 2014).

O bagaço de cana-de-açúcar produzido nas usinas depende da quantidade de fibras presente

na planta, em geral o teor de fibras está em torno de 125 kg t -1 de cana. Ao longo dos anos o bagaço

21

deixou de ser um resíduo e se tornou um insumo energético importante, sendo tradicionalmente

empregado na geração de vapor utilizado nas plantas de concentração do açúcar e na destilação do

álcool. No Brasil, na década de 1970, teve início o Proálcool, que foi o primeiro grande programa

de substituição de combustível fóssil por um combustível renovável: o etanol hidratado. Naquele

período o bagaço era considerado um resíduo e como qualquer resíduo, era necessário seu descarte.

Assim a queima em caldeira era a alternativa dada a esse resíduo, que produzia o vapor e ainda

gerava parte da energia elétrica consumida na planta de produção. O funcionamento das usinas de

açúcar e álcool demanda energia térmica, mecânica e elétrica, assim o vapor gerado expande nas

turbinas de contrapressão para geração de energia elétrica e mecânica que é utilizada no

acionamento das moendas e bombas de grande porte, e o vapor expandido nas turbinas é utilizado

no processo de produção de açúcar e etanol. Até meados dos anos 1980, a maioria das usinas não

eram autossuficientes na produção de energia elétrica, isso devido principalmente aos padrões das

caldeiras estabelecidos na época e pelo baixo custo da energia elétrica.

A partir dos anos 1990 com o aumento do custo da energia elétrica e avanços tecnológicos

na fabricação de caldeiras, observou-se um crescimento na geração interna de energia elétrica nas

usinas atingindo o nível de autossuficiência na produção de eletricidade, usando o vapor para a

geração de energia elétrica (Camargo et al., 1990). Assim ao longo dos últimos 40 anos o bagaço

passou, de resíduo a ser descartado, a uma fonte relevante de energia, que progressivamente

aumentou seu potencial de aproveitamento em função da elevação dos preços da energia no

mercado internacional. Desta forma, esse subproduto deixou de ser considerado um resíduo e

constituiu-se em um insumo energético importante.

Outro resíduo sólido importante gerado na cadeia de produção de açúcar e álcool é a palha

de cana que é formada por folhas e pontas da cana no processo de colheita. Até a recentemente, no

Brasil, a palha da cana era queimada em campo, antes da colheita, a fim de facilitar o corte e a

colheita manual da cana. A introdução da colheita mecanizada da cana no Brasil iniciou-se no final

da década de 90, com aumento gradativo, atingindo atualmente cerca de 90% da produção de cana

no estado de São Paulo, a região de maior produção de cana. Esta palha atualmente é deixada no

campo, mas representa uma parcela importante da energia da cana (Unica, 2012).

A busca pelo aumento de eficiência energética nas usinas de açúcar e álcool é um processo

relativamente recente, o que indica que há ainda muito a ser desenvolvido no aproveitamento

energético do bagaço de cana. O conhecimento das características e propriedades físicas do bagaço

e de outros resíduos é necessário para o desenvolvimento de qualquer processo ou equipamento que

utilize essas biomassas como combustível.

22

2.3. Consumo de energia nas usinas

As unidades do setor sucroenergético são classificadas conforme a sua dimensão e

capacidade que é definida em toneladas de cana processada. No Brasil, o perfil das unidades pode

ser definido a partir de uma tendência ou padrão no que se refere à dimensão, indicando a partir de

levantamentos que o setor pode ser caracterizado por uma unidade típica. Cerca de 330 usinas estão

em operação atualmente no Brasil e em um levantamento realizado para o detalhamento das

unidades em operação no Estado de São Paulo, que processa cerca de 60% de toda a produção

nacional, indicou que 80% das unidades apresentam capacidade de processamento abaixo de 3

milhões toneladas por safra, e desse montante cerca de 76% produz energia elétrica exclusivamente

para o consumo próprio e apenas 24 % comercializa energia elétrica externamente (Conab, 2011).

Normalmente as caldeiras à vapor queimam bagaço para geração de vapor à 300 ºC e 22bar

de pressão que é expandido em turbinas de contrapressão (CSPE, 2001). As turbinas são

responsáveis pela demanda eletromecânica da usina, e vapor à 2,5 bar é usado para suprir a

demanda de vapor do processo e seu condensado retorna à caldeira. Normalmente a energia

eletromecânica produzida é somente para uso interno. No entanto, algumas usinas já operam com

vapor em níveis de pressão mais elevados entre 42 a 67 bar, gerando um excesso de eletricidade que

é comercializado no mercado de distribuição. Além disso, existe uma tendência no setor de

substituir as caldeiras antigas por novas caldeiras de alta pressão e maior capacidade, 65 à 120 bar,

por exemplo. Esses sistemas são baseados em turbinas a vapor de contra pressão e de

extração/condensação. Avaliações sobre o potencial de geração de energia usando esses sistemas

convencionais têm sido feita por diferentes autores (Pellegrini e Oliveira Junior, 2011).

Os principais co-produtos energéticos da produção de etanol são o bagaço e eletricidade

excedente. Atualmente, a geração de energia nas usinas é baseado em sistemas puros de cogeração e

ciclo a vapor (à pressão de 22 bar), que são capazes de atender a demanda de energia de toda a usina

e ainda produzir pequenas quantidades de bagaço (5 à 15% da biomassa) e excedentes de

eletricidade em torno de 10 kWh por tonelada de cana. No entanto, as novas unidades já estão

equipadas com sistemas de vapor de alta pressão (por exemplo, 65 bar a 480 ºC, e algumas unidades

com 90 bar), além da utilização de equipamentos mais eficientes e melhores projetos de integração

de processos. A implementação e evolução na recuperação da palha de cana vai permitir a produção

de uma maior quantidade de eletricidade excedente, facilmente superando o índice de 100 kWh t-1

de cana (Macedo, et al. 2008)

O consumo de vapor da maioria das usinas sucroalcooleiras é da ordem de 500 kg de vapor

por tonelada de cana (Camargo et al., 1990; Rein, 2007). O mínimo consumo de vapor no processo,

23

com base na tecnologia atual disponível, pode variar de 340-350 kg de vapor por tonelada de cana,

com uso intensivo de integração de processos (Rein, 2007), sangria nos efeitos da evaporação,

trocadores de calor regenerativo e peneiras moleculares para a desidratação do etanol hidratado

(Seabra, 2008). O patamar de 280 kg vapor por tonelada de cana pode ser alcançado utilizando

tecnologias descritas para o patamar de 340-350 kg de vapor t-1 cana, e tecnologias não

implementadas no Brasil, como, por exemplo, sangrias em todos os efeitos da evaporação (Seabra,

2008). Alguns fatores influenciam diretamente no consumo de vapor de processo, como elevadas

perdas devido a baixa recuperação de vapor condensado e perdas decorrentes de excesso de

vazamentos em tubulação, que podem atingir até 5% do vapor vivo gerado (Ieda Neto, 2011).

Algumas oportunidades para reduzir a demanda de vapor de processo foram apresentadas

por Rein (2007) com o objetivo de equilibrar o consumo e gerar excedente de bagaço para a

cogeração ou para oportunidades como subproduto. As opções apresentadas são a maximização da

evaporação nos evaporadores de múltiplos efeitos, aumento do teor de sólidos no xarope; também o

aumento do número de efeitos dos evaporadores; aumento da pressão em cada parte do evaporador

e utilizar os vapores extraídos com maior eficiência, aquecimento do caldo usando vapor de todos

os efeitos dos evaporadores, evitando perdas nos evaporadores, e também o uso de aquecedores

líquido/líquido como primeiro estágio no aquecimento do caldo.

Um caso de usina típica foi estudado por Ensinas et al. (2007), representando um processo

típico de açúcar e etanol no Brasil. A planta não é termicamente integrada e todas as necessidades

de aquecimento são atendidas usando vapor de exaustão do sistema de cogeração. A Tabela 2.1

apresenta parâmetros de operação e de consumo na usina que foram adotados pelos autores para a

simulação do processo e do sistema de cogeração de uma usina típica.

Tabela 2.1. Parâmetros de processo típico de produção de etanol e açúcar.

Parâmetros Valor UnidadePressão do vapor de processo 2,5 [bar]Temperatura do vapor de processo 127,4 [ºC]Demanda energia no acionamento Mecânico 16,0 [kWh t-1]Demanda de eletricidade no processo 12,0 [kWh t-1]Fonte: Ensinas et al. 2007

Algumas medidas de redução do consumo energético nas usinas convencionais são

fundamentais para aumento da eficiência dos ciclos térmicos, como também avanços tecnológicos

nos ciclos e o melhor aproveitamento dos resíduos da cadeia produtiva da cana. Em relação a

algumas projeções do potencial de aumento na produção de etanol e de eletricidade nas usinas

convencionais, Macedo et al. (2008) considerou avanços na produção de etanol, para o cenário em

2020, cujos resultados estão compilados na Tabela 2.2.

24

Tabela 2.2. Projeção para os avanços nos parâmetros na produção de etanol.Parâmetro 2002 2006 2020 Unidade

Demanda de eletricidade no processo 12,9 14,0 30,0 kWh t-1

Demanda elétrica no acionamento 14,7 16 0 kWh t-1

Excedente eletricidade 0 9,2 135,0 kWh t-1

Palha recolhida 0 0 40,0 %Excedente de bagaço 8,0 9,6 0 %Produtividade etanol 86,0 86,3 92,3 L t-1

Fonte: Macedo et al, 2008.

2.4. Geração de energia nas usinas

A geração de energia térmica e elétrica no setor sucroenergético ainda necessita de um

intenso processo de melhoramento para atingir elevados níveis de eficiência térmica. Medidas para

promover o melhor aproveitamento energético, como melhorias nos ciclos térmicos, podem ser

alcançadas através da integração térmica do processo e ciclos avançados e combinados como

alternativa aos sistemas de cogeração das usinas açúcar e etanol.

A comercialização do excedente de energia elétrica gerada nas usinas não é um

procedimento novo (existem usinas comercializando desde o final da década de 1980), no entanto, o

baixo preço da eletricidade brasileira tornava pouco atrativo para as usinas investir em sistemas

mais eficientes de geração de eletricidade, mesmo com os incentivos dados pelo governo após a

crise brasileira de energia elétrica em 2001 (Pellegrini e Oliveira Junior, 2011).

De acordo com o Ministério de Minas e Energia, a demanda de eletricidade vai aumentar a

uma média de 5% ao ano nos próximos 10 anos. Este aumento deve ser acompanhado de uma maior

participação de combustíveis fósseis (gás natural e carvão), o que poderia aumentar o custo da

eletricidade. No entanto, todos os novos projetos de usinas do setor sucroalcooleiro em

desenvolvimento estão considerando a geração de eletricidade excedente para comercializar com a

rede, como estratégia de diversificação de produtos. No caso da reconstrução das unidades de

cogeração existentes, a viabilidade econômica é muito dependente do tamanho da usina, do

consumo de vapor no processo, do preço de venda da eletricidade e da disponibilidade operacional

(Pellegrini e Oliveira Junior, 2011).

Estudos realizados com projeções em cenários futuros estimam que a geração de excedente

de energia elétrica nas usinas sucroalcooleiras, atualmente em torno de 12 kWh ton. -1 cana, poderia

atingir 135 kWh ton.-1 cana até o ano de 2020 (Conab, 2011), considerando a utilização da palha da

cana-de-açúcar (40% de recuperação) como combustível adicional ao bagaço, em sistemas de alta

pressão e processos com reduzido consumo de vapor (340 kg de vapor por tonelada de cana)

(Macedo et al. 2008).

25

Um estudo realizado por Conab (2011) indica que as unidades sucroalcooleiras que

comercializam energia elétrica representam menos de 30% do total de unidades em operação no

Brasil, no entanto, sua participação representa quase 50% do total de cana processada na safra. Esse

grande diferencial se deve ao fato de que as unidades que comercializam energia elétrica foram

projetadas ou redimensionadas com uma capacidade de processamento muito acima da média.

Segundo dados do total de energia gerada no país no ano de 2009, a quantidade de energia gerada

pelas unidades sucroalcooleiras representa um percentual de 4,5% da geração nacional e a parcela

comercializada na rede representa apenas 1,65% desse total. Essa parcela inexpressiva indica um

grande desafio a ser superado para promover avanços compatíveis com o potencial do setor.

Atualmente existem diferenças regionais em relação à capacidade média de geração de

energia elétrica nas unidades, de acordo com levantamento da Conab (2011) onde o Estado de São

Paulo maior produtor nacional, apresenta uma capacidade total de geração das unidades de 3.250

MW, cerca 55% do total de gerado pelo setor. Os dados indicam também que a capacidade média de

geração das unidades do estado atingiu 41 MW no período acumulado da safra 2010, a média de

energia gerada por hora para o autoconsumo por unidade é da ordem de 5,8 MWh, e a média de

energia elétrica excedente comercializada por hora por unidade é da ordem de 7,47 MWh. A partir

das informações de geração de energia elétrica por unidades e por região produtora é possível

identificar relevantes diferenças entre as regiões, onde a geração média das unidades da região

Centro-sul que comercializam energia é cinco vezes maior que na região Nordeste que é a segunda

maior produtora, e que a substituição por tecnologias mais atualizadas multiplica o aproveitamento

energético do bagaço de cana.

2.5. Integração e avanços na eficiência energética no processo produtivo das usinas

Os sistemas de cogeração atuais das usinas sucroalcooleiras são quase todos autossuficientes

em energia térmica, mecânica e elétrica. Geralmente são sistemas de cogeração de baixa eficiência,

baseados em ciclos a vapor gerado à 22 bar e 300 ºC. A redução da demanda de vapor de processo e

sistemas de cogeração mais eficientes podem aumentar o excedente de energia elétrica gerada.

Atualmente, os sistemas de cogeração das novas plantas começam a operar com pressões acima de

60 bar, atendendo às necessidades energéticas da planta e a produção de eletricidade excedente que

pode ser vendido (Ensinas et al. 2007).

Alguns estudos avaliam técnicas de integração térmica para melhorar a recuperação de

energia no processo de produção de etanol, permitindo o aumento da geração de eletricidade pelo

sistema de cogeração. Um caso proposto por Ensinas et al. (2007) considera a integração térmica

26

usando a extração de vapor, o aquecimento do caldo com condensado, fervura do açúcar com vapor

de segundo efeito e uso de evaporadores de película descendente. A integração térmica do processo

apresentada teve uma projeção com mínimo custo de operação e de investimento.

Usinas atuais não apresentam um alto nível de integração entre as suas demandas térmicas

de aquecimento e refrigeração, apresentando consumos específicos de vapor mais elevados quando

comparados com as usinas de açúcar de beterraba ou destilarias de etanol de milho (Hassuani et al.

2005). Além disso, o consumo de vapor interno e o nível de integração térmica são influenciados

pela estratégia de produção adotada, ou seja, a quantidade moída de cana direcionada à produção de

açúcar ou a produção de etanol.

Com o intuito de avaliar a produção integrada de açúcar, etanol e eletricidade, em ciclos

avançados de cogeração alguns modelos e aproximações foram desenvolvidos para simulação.

Algumas medidas de melhorias, como o reaproveitamento de vapor no processo de evaporação do

caldo e o aumento da eficiência de troca térmica na destilação, foram propostas por Pellegrini et al.

(2010). As modificações resultaram em uma diminuição de 43% no consumo de vapor no processo

em relação ao consumo de um processo convencional em uma usina típica.

O bioetanol de segunda geração, produzido a partir de materiais lignocelulósicos, tem sido

considerado o biocombustível com o maior potencial para substituir os derivados de combustíveis

fósseis e com menor impacto do que o bioetanol convencional de primeira geração (Martín e

Grossmann, in press; Ojeda et al, 2011; Seabra et al, 2010). No entanto, o recalcitrante de materiais

lignocelulósicos dificulta a transformação de holocelulose em açúcares fermentáveis; os processos

de produção de etanol de segunda geração, portanto, exigem equipamentos mais sofisticados e de

maiores investimentos do que a produção de etanol de primeira geração convencional (Dias et al.

2012).

Como a produção de etanol de segunda geração ainda não é uma realidade comercial,

diferentes configurações de processo têm sido investigados, a fim de desenvolver processos de

conversão eficientes. Vários autores têm analisado configurações de biorrefinarias através da

modelagem e simulação de unidades de etanol de segunda geração (Dias et al. 2012).

Consumo de energia na destilação

O processo de destilação para produção de etanol utiliza energia para evaporar os voláteis no

interior das colunas de destilação, normalmente através de borbulhamento de vapor de baixa

pressão, disponíveis nas usinas e destilarias, como vapor vegetal e vapor de escape (Finguerut et al.

2008)

27

A qualidade do processo de fermentação é responsável pelos ganhos no teor alcoólico final,

ganhos incrementais serão obtidos com adoção de boas práticas de condução do processo e soluções

de técnicas conhecidas. O teor alcoólico final determina não só o consumo de vapor na destilação,

como também a capacidade de centrífugas e dos aparelhos de destilação que são os equipamentos

de maior custo na produção de etanol.

O sistema de destilação do processo do etanol consome uma grande quantidade do vapor de

processo para suas necessidades térmicas. Segundo Rein (2007) a integração térmica das colunas

com sistema de destilação de pressão dupla pode ser usado para reduzir a demanda de vapor.

Nas unidades industriais sucroalcooleiras é utilizado um processo convencional que realiza a

concentração da mistura etanol-água até pontos próximos do azeótropo entre 92,6% e 93,8%, para a

produção de álcool etílico hidratado carburante. A configuração tradicional na indústria

sucroalcooleira inclui as colunas A e B, subdivididas em 5 estágios, a coluna A tem a função de

concentração e é conhecida como conjunto de destilação, enquanto a coluna B compõe o conjunto

de retificação (Palacios, 2008).

A destilação em múltiplo efeito das colunas de destilação e retificação permite uma

significante redução no consumo de energia, uma vez que os condensadores e refervedores das

diferentes colunas podem ser termicamente integrados (Junqueira, 2010).

A desidratação tem a função de purificação do etanol a partir de concentrações entre 92% a

93,3%, concentração do álcool hidratado, até concentrações de 99,5%. Os principais métodos de

desidratação de etanol usados na indústria sucroalcooleira são: destilação azeotrópica com

cicloexano, a destilação extrativa com monoetilenoglicol e adsorção com peneiras moleculares

(Palacios, 2008).

A etapa de desidratação para produção de etanol anidro, normalmente opera com destilação

azeotrópica com benzeno ou cicloexano. A desidratação obtida a partir de peneira molecular pode

ser usada pra reduzir consideravelmente o consumo de vapor nessa etapa Ensinas et al.(2007).

O consumo de vapor nas unidades de produção de hidratado está entre 1,8 a 2,6 kg de vapor

por litro de etanol produzido, variando de acordo com o teor alcoólico do vinho alimentado, e

existem grandes oportunidades para alcançar aumentos significativos no teor alcoólico final

(Finguerut et al. 2008).

2.6. Possíveis avanços nos ciclo térmicos das usinas

Os ciclos térmicos utilizados nas usinas sucroalcooleiras são baseados em configurações que

usam turbinas de contrapressão (BPST), que configura um Ciclo Rankine tradicional, com objetivo

28

de garantir a autossuficiência elétrica. No entanto, não favorece a geração de energia elétrica

excedente. Tradicionalmente as usinas do setor sucroalcooleiro utilizam o acionamento mecânico

das moendas por turbinas de contrapressão que expandem e geram vapor de exaustão utilizado para

atender as demandas de vapor do processo.

A viabilização de uma maior quantidade de potência elétrica excedente requer a substituição

parcial dos equipamentos existentes ou a ampliação da instalação em seu conjunto. A configuração

do sistema de cogeração é determinante na sua capacidade de geração de excedente de energia

elétrica. Os ciclos avançados privilegiam esse objetivo, tal como o ciclo Rankine com turbinas de

extração e condensação (CEST), e os sistemas que utilizam simultaneamente a combinação de

turbinas de contrapressão, com o vapor extraído sendo utilizado no processo e o uso de turbinas de

condensação para a geração de energia elétrica (Alves, 2011).

O ciclo Rankine com turbinas de extração e condensação, com denominação CEST, é uma

modificação do ciclo Rankine tradicional usado pelas usinas sucroalcooleiras brasileiras. Para o

sistema CEST, Camargo et al. (1990) recomendam a substituição de caldeiras de 19 bar, para níveis

de pressão de 61 bar. As turbinas de extração e condensação são usadas neste tipo de sistema,

expandindo um vapor de alta pressão (65 bar, por exemplo) e possuindo extrações a vários níveis de

pressão, geralmente 22 e 2,5 bar.

Os sistemas com maior capacidade de produção elétrica têm geradores de vapor que operam

na faixa de 32 a 80 bar e fazem uso de turbinas de extração e condensação com até 30 MW de

capacidade. São turbinas com dupla extração, a primeira no nível de pressão em que o vapor

requerido pelas turbinas de acionamento mecânico – entre 1,0 e 2,0 MPa e a segunda na pressão que

o vapor é consumido no processo produtivo. O vapor de escape das turbinas é somado ao fluxo da

segunda extração para atender a demanda de vapor de processo (Walter, 1994).

Diferentes alternativas para o aumento da geração de eletricidade excedente foram

analisadas considerando a redução no consumo de vapor de processo de produção de etanol e

açúcar e adotando sistemas de cogeração mais eficientes com ciclos avançados. Ensinas et al.

(2007) analisaram configurações de ciclo a vapor com turbina de extração condensação, e pressão

de condensação de 0.085 bar, como alternativa mais eficientes para o aumento da geração de

excedente de eletricidade nas usinas sucroalcooleiras. Foram realizadas simulações considerando a

geração de eletricidade apenas no período de safra.

Algumas tecnologias de integração são propostas como alternativa para aumentar a

eficiência do processo de produção de etanol e geração de energia elétrica. A tecnologia de ciclo

combinado com gaseificação integrada de biomassa (BIGCC) tem sido estudada e proposta por

vários autores, desde a década de 1980. Esse sistema considera a gaseificação de biomassa residual

29

do processamento da cana-de-açúcar, viabilizando seu uso como combustível em sistemas de

potência nos quais as máquinas motrizes principais são turbinas a gás.

A tecnologia de geração de energia elétrica a partir da biomassa que integra a gaseificação

do combustível e turbinas a gás em ciclo simples é conhecida como BIG/GT (Biomass Integrated

Gaseification Gas Turbine). Neste ciclo a biomassa é gaseificada e o gás combustível gerado é

usado para o acionamento de uma turbina a gás acoplada a um gerador elétrico, produzindo a

eletricidade. Como indicado por Carpentieri et al. (1993), este é o ciclo com gaseificação mais

simples, de menor eficiência e menor custo de investimento. A recuperação de calor deste ciclo

possibilita diferentes utilizações e aproveitamentos desta energia térmica, desde o simples

atendimento à demanda térmica de um processo, até a utilização em sistemas mais sofisticados de

geração de energia elétrica, apresentados a seguir (Corrêa Neto, 2001).

Diferentes autores têm mostrado técnicas de processos de integração que podem ser usados

para melhorar a recuperação de energia no processo de açúcar e etanol, permitindo o aumento da

geração de eletricidade pelo sistema de cogeração.

A integração térmica do processo por ciclo combinado com gaseificação de biomassa (BIG-

CC) com a gaseificação da biomassa, para produção do combustível para uma turbina a gás, tem

sido estudada para geração de excedentes de eletricidade em usinas de açúcar e etanol, e diversas

técnicas para redução do consumo de vapor no processo de etanol tem sido recomendadas como

uma medida importante da redução irreversibilidade (Ensinas et al, 2007).

O ciclo de geração termelétrica que utiliza uma combinação de turbinas a gás e a vapor,

conhecido como ciclo combinado, integrado a um gaseificador de biomassa para produção do gás

combustível resulta no sistema BIG/GTCC (Biomass Integrated Gasification Gas Turbine

Combined Cycle). Apesar das elevadas eficiências projetadas para os ciclos combinados baseados

em combustíveis gaseificados derivados da biomassa, os aspectos tecnológicos e a confiabilidade

dos sistemas são ainda um o ponto crítico do seu desenvolvimento (Corrêa Neto, 2001).

2.7. Potencial e recuperação dos resíduos da colheita da cana

A colheita da cana-de-açúcar, até o início da década de 1990, era uma operação

exclusivamente manual, sendo realizada a queima prévia das folhas secas da planta, visando

garantir uma alta produtividade da mão de obra na colheita, eliminando assim a operação de corte

manual das folhas. O aumento da preocupação com as questões ambientais têm imposto mudança

na legislação e nas práticas de colheita, pois a queima prévia da cana está relacionada à emissão

significativa de material particulado e de hidrocarbonetos poliaromáticos (Cetesb, 2002). Além

30

disso, existe redução do teor de açúcar nos colmos colhidos causada pelas altas temperaturas

alcançadas durante a queimada (Borrero et al. 2003). A colheita mecanizada tem aumentado

gradativamente ao longo dos anos e atualmente atinge por volta de 89% da cana colhida no Estado

de São Paulo (Unica, 2012). Como consequência da significativa redução da queima da palha da

cana no campo antes da colheita, resultou em um aumento da disponibilidade desses resíduos no

campo, que atualmente são deixados no solo e aproveitados como proteção natural. A

disponibilidade dos resíduos após a colheita da cana-de-açúcar depende de vários fatores, como o

sistema de colheita, clima, variedade da cana, entre outros. Os resíduos são compostos por folhas

verdes, folhas secas e pontas. Os índices de produtividade média desses resíduos foram investigados

e medidos por alguns autores em experimentos conduzidos em campo (Ripoli, 2000; Gava et al,

2001; Franco et al, 2013).

Os sistemas de cogeração das usinas atualmente utilizam o bagaço de cana como

combustível na geração de vapor, fornecendo energia térmica e elétrica para manter o processo

industrial, permitindo em algumas usinas a geração secundária de energia elétrica excedente. No

entanto, os sistemas de cogeração poderiam atingir elevados índices de geração de energia elétrica

excedente se utilizassem parte dos resíduos gerados na colheita como combustível complementar na

geração de vapor.

O aproveitamento da palha de cana como combustível, no entanto, apresenta algumas

limitações, e em especial a dois fatores principais, o primeiro está relacionado à necessidade de

adequação das operações que envolvem o processo de recolhimento da palha de cana, e o segundo

são os problemas operacionais na geração de vapor, relativos à composição da palha e seu alto teor

de cinzas.

A operação de recolhimento da palha de cana no campo ainda apresenta limitações quanto o

desenvolvimento de equipamentos específicos e incertezas quanto a forma de recuperação mais

eficiente tecnicamente e economicamente viável, gerando assim incertezas para o investimento e

aplicação em larga escala.

As limitações relacionadas com a composição indicam que a palha é uma biomassa

potencialmente problemática se a geração de vapor ocorrer a temperaturas elevadas, podendo haver

a formação de depósitos, incrustações e corrosão das superfícies de troca térmica. Os pré-

tratamentos convencionais sugerem a lavagem da biomassa, para redução da concentração de

alguns componentes inorgânicos críticos, mas tal alternativa não é adequada dos pontos de vista

ambiental, econômico e energético (Carvalho, 2011).

O aproveitamento do palhiço em larga escala envolve as operações de recolhimento

adensamento, transporte e preparação para a queima em caldeiras, e em função da complexidade

31

desse processo, enfrenta restrições de competitividade, devido aos custos elevados dessas

operações, restrições de qualidade devido aos altos teores de impurezas minerais associados aos

métodos de recuperação atualmente disponíveis. A medida que se consolida o conceito de cana

energia com aproveitamento integral da planta, a recuperação da palha passa a ser parte da colheita

da cana-de-açúcar mesmo que esse processo envolva uma sequência de operações complementando

a operação convencional da colhedora que recupera apenas os colmos (Braunbeck et al. 2008).

2.8. Produtividade e composição dos resíduos deixados em campo

Os índices de produtividade da cana-de-açúcar normalmente são referentes à produção de

colmos, não incluindo pontas e folhas. A produtividade média no Brasil é de 85 t ha -1 ano. As áreas

com colheita mecanizada podem atingir até 132 t ha-1 ano (Belardo, 2010). Em uma análise do

potencial de produtividade no estado de São Paulo, maior produtor de cana-de-açúcar no Brasil,

Gouvêa, (2008) estimou valores entre 100 e 136 t ha-1 ano-1, considerando apenas a variabilidade

anual histórica de deficiência hídrica. Ao considerar medidas de aumento de performance, o autor

chegou a valores potenciais de até 212 t ha-1 ano-1. No entanto, atualmente uma média que pode ser

assumida para áreas onde é realizada a colheita mecanizada está em torno de 100 t ha-1 ano-1.

A produtividade e o tipo de resíduo deixado no solo, podem ser apresentados de forma

separada, sendo classificados em folhas secas, folhas verdes e pontas,. Porém, uma certa variação

na apresentação dos dados pode ser encontrada, devido a critérios de definição das partes e

variações nas condições do solo. A Tabela 2.3 apresenta a produtividade de cana e dos resíduos da

colheita medidos por alguns autores.

Tabela 2.3. Produtividade de resíduos após a colheita sem queima.

Tipo de biomassaProdutividade

t ha-1 ano-1

(b.u)

Produtividadet ha-1 ano-1

(b.s)

Produtividade(ton. b.s/ton.colmos b.u)

Umidade % (b.u) Referência

Colmos 73,44 13,46 -

Ripoli, 2000Pontas 12,01 2,49 0,034 79,2Folhas verdes 9,66 2,9 0,039 70,0Folhas secas 10,11 8,8 0,119 12,9Total de resíduos 31,78 14,19 0,192 55,3

Colmos 68,5 21,0 -

Gava et al. 2001Pontas 18,5 4,0 0,058 78,4Folhas secas 9,0 8,0 0,117 11,1Total de resíduos - 12,0 0,175Colmos 133 - - -

Franco et al. 2013Pontas 12,8 4,9 0,037 61,7Folhas secas 6,3 5,8 0,044 7,9Total de resíduos - - 0,081 -Colmos 104 - - - Paes e Oliveira

32

(2005); TufaileNeto (2005); e

Conde et al, (2005)

Pontas 1,69 0,3 0,003 82,3Folhas verdes 5,14 1,66 0,016 67,7Folhas secas 14,5 12,5 0,12 13,5Total de resíduos 21,3 14,4 0,14 32,3

A umidade média presente no momento da colheita é apresentada também por alguns

autores. Esta informação é importante, já que tem grande influência no Poder Calorífico Inferior dos

resíduos. Em geral, observa-se uma produção de resíduos da ordem de 140 a 192 kg de matéria seca

por tonelada de colmo fresco colhido. Os ponteiros e as folhas verdes apresentam alta umidade (da

ordem de 65 a 78%) e as folhas secas têm umidade da ordem de 10% a 14%. A Tabela 2.4 apresenta

a produtividade típica dos resíduos deixados no campo após alguns dias de colheita. A umidade dos

resíduos deixados no campo após 15 dias é da ordem de 15% (b.u.).

Tabela 2.4. Relação entre o teor de umidade e o tempo que o resíduo é deixado no solo após a colheita.

Recolhimento de resíduos do solo Teor de umidade (%) (b.u)

Referência

Imediatamente após a colheita 50Michellazzo e Braunbeck, (2008)

10 dias após a colheita 15 to 30

2 a 3 dias após a colheita 30Paes e Oliveira, (2005)

15 dias após a colheita 15

A recuperação de 100% dos resíduos da colheita da cana torna-se inviável devido medidas

agronômicas de proteção do solo, através da manutenção de parte dos resíduos no solo para

prevenção de erosão e reposição de nutrientes.

As sugestões quanto à quantidade de resíduo que deve ser deixado no campo são variadas e

justificadas por diversas razões. Ball-Coelho et al. (1993) obteve 17 t ha-1 a mais de produtividade

para áreas colhidas de cana planta sem queima prévia da palha e com os resíduos deixados no solo.

Wilhelm et al. (2004) relata ganhos adicionais variando entre 0,8 e 14 t ha –1 considerando a

manutenção de carbono orgânico no solo, em estudos relacionados com os impactos do

recolhimento sobre a produção milho.

Estudos para determinação da taxa de degradação da matéria orgânica no solo devido à

manutenção dos resíduos da colheita no solo foram realizados por vários autores. Considerando a

matéria orgânica deixada no solo, as condições climáticas adotadas e as técnicas de cultivo, Bayer

et al. (2006), realizou uma estimativa indicando que uma reposição de carbono orgânico de 6 t ha-1

de carbono é suficiente para a manter o estoque inicial de carbono no solo durante um ciclo

completo de plantação de cana, normalmente de 5 a 6 anos.

33

Os valores recomendados para o índice de remoção dos resíduos da colheita, ainda não são

totalmente definidos na literatura, como também foram identificadas variações de concentração de

nutrientes importantes em partes distintas dos resíduos. As ponteiras ou pontas da cana continham

65% do total de Nitrogênio presente em todo resíduo disponível (ponteiras e folhas), além de

concentrar mais de 75% de K e P (Franco et al. 2013).

Em função do alto teor de nutrientes presentes e também pelo alto teor de umidade típico das

ponteiras, é adequado considerar que os ponteiros possam ser deixados no solo no campo, (Franco

et al., 2013), quando o objetivo é gerar energia em processos térmicos. Segundo indicadores

fornecidos por (Rípoli, 2000), os ponteiros representam cerca de 34 kg de matéria seca por tonelada

de colmo colhido. Para uma produtividade típica de 100 t ha-1, resultaria em 3,4 t ha-1 de matéria

seca deixada no solo.

Outro fator importante a ser considerado é a proteção do solo quanto à erosão. Grigg, (2005)

simulou uma cobertura de 5 t ha-1 (base úmida) e obteve reduções de 95% na erosão do solo em

comparação com solos sem cobertura para áreas com 0,2% de inclinação e uma redução de 98%

para inclinações de 1,5%. Lal (2009) obteve redução de 99% na erosão para áreas com declividade

de 10% com 4 t ha-1 de cobertura vegetal morta e redução da mesma grandeza para áreas com 15%

de inclinação com 6 ton. ha-1.

2.9. Métodos de recolhimento da palha de cana

Os métodos adotados de colheita da cana e de recolhimento da palha interferem diretamente

na quantidade disponível de palha que pode ser utilizada como fonte de energia na usina. A

quantidade de resíduos disponível para recuperação depende dentre outras razões, dos índices de

matéria orgânica exigidos a ser deixado no solo como proteção. Alguns métodos de recolhimento

foram investigados em trabalhos de campo por alguns autores.

Algumas investigações relativas às operações e rotas de recolhimento da palha de cana foram

realizadas em campo por Hassuani et al. (2005), com o objetivo de avaliar o consumo de energia

nas operações de recolhimento e obter índices de produtividade de resíduos de campo da cana-de-

açúcar. Os métodos de recolhimento de palha frequentemente citados em estudos, envolvem a rota

de recolhimento por enfardamento, recolhimento por forrageira e recolhimento a granel ou colheita

integral da cana.

O sistema ou rota de recolhimento por enfardamento refere-se a um processo de recolhimento

que permite o aumento da densidade e embalamento dos resíduos em fardos, utilizando

enfardadora, visando padronizar e reduzir o custo de transporte dos resíduos. O sistema de

34

recolhimento por forrageira, é um processo de recolhimento que realiza a trituração dos resíduos

deixados no solo, ainda no campo, utilizando uma forrageira, sendo carregado e transportado,

separadamente da cana, até a usina. O sistema de recolhimento por colheita integral é um processo

de recolhimento que realiza o carregamento e transporte dos resíduos junto a cana até usina, sendo

realizada a limpeza e separação dos resíduos na usina, através de uma estação de separação da

palha.

Nos métodos de enfardamento e recolhimento a granel, a palha é separada pela colheitadeira

no momento da colheita e pode ser deixada no campo por alguns dias. Isso pode reduzir a umidade

média dos resíduos para até menos que 20%, de acordo com a Tabela 3. No caso de recolhimento

integral da cana, a palha é levada para a usina e deve ser separada em uma estação de limpeza a

seco. Não há oportunidade para secagem natural e os resíduos são recolhidos com a umidade fresca.

Ao deixar os ponteiros e as folhas verdes no campo, que somam cerca de 2 a 7 t ha -1 de matéria

seca, na estação de separação deve ser possível produzir cerca de 12 t ha-1 de palha (base seca), com

umidade média de 15% no máximo.

2.10. Composição química da palha e problemas de combustão de biomassa

A palha da cana como outras biomassas apresenta razoável variação em sua composição

química, que dependem de fatores agronômicos como a variedade de cana, tipo de solo, sistema de

limpeza e de colheita, o que torna inviável a generalização de suas propriedades.

O método comumente utilizado nas usinas sucroalcooleiras para geração de energia é a

combustão do bagaço em geradores de vapor e o conhecimento das características físicas e químicas

é necessário para o projeto dos equipamentos de geração de vapor. O aproveitamento energético da

palha de cana exige também a determinação e análise das suas propriedades físico-químicas.

As biomassas herbáceas, incluindo a palha de cana, têm como elementos inorgânicos

principais o potássio, o silício, o enxofre e o cloro, a combinação desses constituintes na

composição do combustível potencializa a formação de depósitos fundidos nas superfícies

metálicas, nas temperaturas normais de operação dos geradores de vapor (Jenkins et al., 1996).

As características da palha da cana dependem de vários fatores, no entanto, dificilmente

estão disponíveis na literatura especializada as informações correlacionadas com a caracterização. A

palha de cana ainda não é utilizada para geração de energia em larga escala, mas apresenta um

grande potencial de aproveitamento. Por este motivo, o conhecimento de suas características como

combustível é necessário (Bizzo et al. 2014).

A palha da cana apresenta altas porcentagens de cinzas, o que reduz o seu poder calorífico e

35

aumenta o desgaste dos equipamentos que estão em contato com as cinzas transportadas pelos gases

de combustão. Assim o aproveitamento da palha da cana para combustão em caldeiras e geração de

vapor apresenta ainda certas restrições (Carvalho, 2011).

Os constituintes inorgânicos são responsáveis pela intensificação dos problemas críticos de

formação de incrustações e de deposições, típicos em geradores de vapor. Metais alcalinos e

alcalinos terrosos, em combinação com outros elementos do combustível, como a sílica e o enxofre,

em processos que são intensificados pela presença de cloro, causam a formação de depósitos e o

desgaste das superfícies de troca térmica (Dermibas, 2005).

As cinzas da palha da cana têm, entre seus componentes principais a sílica, o potássio e o

enxofre, sendo identificado também um teor de cloro mais elevado quando comparada com outras

biomassas. Como dito, tais características indicam forte tendência à formação de incrustações e de

depósitos de cinzas fundidas nas caldeiras. Essas propriedades tornam o uso da palha, como

combustível, restrito a algumas condições de operação no gerador de vapor ou, exigem um pré-

tratamento do combustível (Jenkins et al., 1996).

Fusibilidade das cinzas e formação de depósitos e incrustações

O uso da biomassa como combustível em sistemas de geração de potência é condicionado

pelos eventuais problemas de sua combustão nos geradores de vapor. Essas restrições estão

associadas às suas propriedades, em relação aos combustíveis tradicionais, tais como o alto teor de

umidade, o baixo poder calorífico, o teor de cinzas e sua composição, e a baixa densidade

energética (Dermibas, 2005).

A formação de incrustações é o processo de formação de depósitos fundidos ou sinterizados

nas superfícies de transferência de calor e nos refratários das cavidades das fornalhas, submetidas à

transferência de calor por radiação. A natureza, a intensidade e a composição das escórias podem

variar significativamente, dependendo da temperatura de superfície, da temperatura da chama, das

taxas de absorção, da direção do fluxo dos gases, da composição mineral, da composição e do

tamanho das cinzas e do nível de oxigênio nos gases de combustão em contato com a superfície de

transferência de calor (Bryers, 1996).

O impacto de partículas de cinzas sobre as superfícies pode resultar na aderência e posterior

solidificação das mesmas, e até formar uma camada com resistência térmica que prejudique o

processo de troca térmica. Essa camada pode também facilitar a formação de cinzas fundidas. O

potencial de formação de incrustações depende da capacidade de derretimento dos elementos

36

básicos presentes nas cinzas (Bryers, 1996).

Uma característica importante das cinzas são suas temperaturas de fusão e amolecimento, e

para a previsão da fusibilidade das cinzas são utilizadas algumas correlações entre a composição

química do combustível, baseada na análise de componentes básicos e ácidos encontrados nas

cinzas na forma de óxidos e a temperatura de fusão das cinzas (Bizzo, 2014).

O processo de transformação de componentes inorgânicos em conexão com reações

químicas, que ocorrem durante a combustão, pode levar à formação de componentes químicos

complexos com ponto de fusão extremamente baixo, e elevada força de adesão durante o processo

de sinterização (Pronobis, 2005).

Para uma previsão mais precisa da fusibilidade das cinzas, várias correlações foram

propostas entre temperatura de fusão e composição química padronizada. Uma relação

frequentemente utilizada na análise da formação de depósitos de cinzas fundidas, para queima

combinada de carvão mineral e biomassa, compara a concentração de componentes básicos e ácidos

R(B/A) encontrada na composição química das cinzas do combustível com as propriedades que

caracterizam o comportamento da temperatura de fusão das cinzas (Pronobis, 2005).

Foram desenvolvidas correlações entre temperatura hemisférica e temperatura de fluxo e

R(B/A), para mais de 180 tipos de carvão mineral. De acordo com Ots e Zentsky (2005), os valores

encontrados podem ser comparados em três faixas determinadas:

Segundo Bryers, (1996) essas pesquisas mostraram que para R(B/A) < 0,75 a temperatura de

fluxo aumenta com o aumento do teor de Fe2O3, enquanto para R(B/A) > 0,75 a dependência é

inversa. Aumentando a parcela de compostos ácidos aumenta a formação de escória. Os estudos

desenvolvidos na investigação das correlações de fusibilidade, na sua grande maioria, são relativos

às cinzas do carvão, a respeito do que a literatura e os exemplos são ricos. No entanto, para a

combustão de biomassa pura a literatura é muito mais escassa.

Outros índices são propostos para a análise de fusibilidade das cinzas, que também

relacionam a influência do teor dos componentes encontrados no comportamento das propriedades

das cinzas. Um índice frequentemente empregado como indicador na formação de depósitos e

incrustações é índice de álcalis (Milles et al., 1996). O índice expressa a quantidade de óxidos

alcalinos no combustível por unidade de energia. Os autores sugerem que acima de 0,17 kg

álcalis/GJ a formação de incrustação é provável e acima de 0,34 kg de álcalis/ GJ, a formação de

incrustações é praticamente certa.

37

2.11. Problemas operacionais na combustão de biomassa em superfícies de transferên-cia de calor

A eficiência de ciclos térmicos depende diretamente das condições de geração de vapor,

sendo quanto maior a temperatura do vapor gerado na caldeira maior eficiência pode ser alcançada.

No caso do uso da biomassa como combustível, a temperatura do vapor superaquecido é limitada

por razões econômicas e pelos problemas relativos à formação de depósitos e incrustações.

O crescente aproveitamento de resíduos de biomassas, como combustível, por razões

econômicas e/ou ambientais, motivou o estudo dos riscos operacionais e dos mecanismos de

formação de incrustações e depósitos em superfícies de troca térmica. Evidentemente que os

pesquisadores priorizam as biomassas que são mais utilizadas em determinadas regiões, havendo

ainda poucos estudos conclusivos sobre a palha da cana.

Vários estudos sobre a formação de sulfato alcalino foram motivados principalmente por

problemas operacionais relacionados com a deposição e corrosão em sistemas de combustão

(Christensen e Livbjerg, 1996; Christensen et al., 1998; Michelsen et al., 1998; Frandsen, 2011).

A natureza dos ataques corrosivos observados em sondas de deposição expostos a gases de

combustão provenientes da combustão de palha, indica que a corrosão pode ser causada pelo cloro

gasoso, um mecanismo muito bem documentado na literatura (Nielsen, 1998).

O uso da palha de trigo como combustível em geradores de vapor provoca, normalmente,

corrosão nas superfícies de troca térmica, principalmente pelos altos índices de componentes que

facilitam a formação de incrustações e deposição. Os efeitos de deposição e corrosão foram

medidos e analisados por Michelsen et al. (1998) em uma planta que opera queimando palha de

trigo, com regime de operação de alta temperatura de vapor.

O processo de formação de depósitos e incrustações nas superfícies de troca térmica é

intensificado pelo aumento da temperatura do vapor gerado em caldeiras que queimam biomassa,

como mostram estudos realizados por Michelsen et al. (1998), em uma planta de cogeração que

gera vapor a partir da queima de palha de trigo. A análise foi realizada a partir de medições de

depósitos de cinzas fundidas nas superfícies de troca de calor, e do nível de corrosão em diferentes

pontos da caldeira. A análise do mecanismo de formação dos depósitos de cinzas nas superfícies, foi

realizada pela instalação de sondas de teste na parte superior da caldeira, antes dos tubos do

superaquecedor, na passagem convectiva dos gases de combustão. Nesse ponto a temperatura dos

gases de combustão, medida, era próxima de 750 °C, e a temperatura de saída do vapor a 61 bar era

de 450 °C. Duas temperaturas foram usadas para avaliação dos depósitos: uma temperatura de 460

ºC foi escolhida para simular a temperatura dos tubos do superaquecedor na condição existente, e

38

550 ºC para avaliar a elevação da temperatura do vapor até 520 °C em cenário operacional futuro.

Trabalhos de investigação foram desenvolvidos por Frandsen, (2011) para quantificar as

taxas e os mecanismos de corrosão em superaquecedores em função do material, tempo de

exposição e temperatura do vapor. Foram investigados através da instalação de sondas de uma série

de materiais de construção, expostos em seção de teste de superaquecimento. Os materiais foram

expostos em temperaturas entre 450º e 570 ºC.

2.12. Produtividade e aproveitamento do sorgo biomassa na geração de energia

Nos últimos anos é crescente o interesse em aumentar a participação da biomassa na matriz

energética, e tal aumento pode ser obtido através de medidas de melhorias na eficiência das usinas

sucroalcooleiras, como a utilização da palha de cana. No entanto, a utilização de outras biomassas

não residuais têm sido pesquisadas e indicadas como combustíveis complementares na geração de

energia nos períodos de entressafra.

O Sorgo biomassa é uma variedade híbrida de melhoramento genético, caracterizada como

uma biomassa dedicada de alto rendimento e atraente poder calorífico. O sorgo biomassa apresenta

colmos extremamente secos, com umidade equivalente às biomassas tradicionais utilizadas nas

caldeiras (Canavieiro, 2015).

Os primeiros estudos experimentais realizados no Brasil para produção do Sorgo biomassa

foram conduzidos no Instituto Agronômico da Cana (IAC), em Ribeirão Preto-SP, pela APTA em

parceria com empresa, em 2011 no Brasil. Segundo pesquisadores do IAC, dentre as vantagens

agronômicas apresentadas pelo Sorgo biomassa, destaque deve ser dado para seu ciclo curto de 140

dias; boa resistência ao estresse hídrico devido a maior quantidade de raízes finas; e possibilidade

de cultivo no período de entressafra da cana. A variedade cultivada apresentou baixos níveis de

umidade, cerca de 50% na colheita, atingindo até 6 metros de altura em quatro meses de

crescimento. O cultivo do sorgo biomassa foi projetado para ser realizado em áreas de reforma dos

canaviais e no período de entressafra da cana, assim a cultura do sorgo não prevê competir com o

ciclo da cana-de-açúcar e sim complementar a oferta de matéria prima para produção de energia no

setor sucroenergético.

Os índices de produtividade apresentados pela cultura do sorgo biomassa, varia de acordo

com o ciclo entre o plantio e a colheita, no entanto para um período médio de colheita de até 105

dias após o plantio, pode se atingir uma produtividade de 48 toneladas por hectare, com umidade de

39

50% na colheita (IAC, 2015).

Em pesquisas realizadas pela Embrapa, foi produzido um híbrido de sorgo biomassa, BRS

716, com alta produtividade, cerca de 120 toneladas por hectare em base úmida, destinado para

comercialização, para atender a demanda por culturas alternativas para o período de entressafra da

cana e para produção de etanol de segunda geração (Canavieiro, 2015).

As perspectivas de produção do sorgo biomassa são promissoras para os produtores, pois as

características do ciclo e as condições de plantio do sorgo aproveitam a estrutura já instalada para o

cultivo e colheita da cana, porém mais pesquisas são necessárias para determinar a relação entre as

áreas plantio e distância de transporte até a usina. O sistema de colheita e transporte da cultura do

sorgo aproveita todos os equipamentos utilizados na colheita da cana, assim simples ajustes nas

colhedoras de cana permitem o corte e carregamento do sorgo para transporte até a usina (IAC,

2015).

As recentes pesquisas realizadas pelo IAC indicam um elevado potencial para utilização do

sorgo como biomassa complementar na geração de energia nas usinas, no entanto, pesquisas

relacionadas ao potencial energético, composição físico-química e características de combustão

devem ser conduzidas paralelamente.

2.13. Análises das propriedades da palha da cana

A caracterização de um combustível deve ser feita por procedimentos padronizados que

resultam na determinação da análise aproximada, da análise elementar, da análise elementar das

cinzas e do poder calorífico. Os estudos realizados por (Hassuani et al. 2005) subclassificaram a

palha de cana em três categorias: as folhas verdes, as folhas secas e as pontas da planta. Esses

materiais apresentam características distintas quanto à umidade e a concentração de metais alcalinos

e de outros componentes (Carvalho, 2011).

A análise imediata determina os teores de umidade, carbono fixo, voláteis e cinzas do

combustível sólido. Estes teores servem para prever o comportamento do combustível no processo

de combustão. O poder calorífico superior representa a energia liberada na combustão completa do

resíduo, incluindo a entalpia de vaporização da água formada na combustão. Para aplicações

práticas, é útil calcular-se o poder calorífico inferior, que depende da umidade presente no

combustível e cujo valor exclui a entalpia de vaporização tanto da água formada como da umidade.

As análises realizadas para determinação da umidade, matéria volátil, teor de carbono fixo e

40

cinzas, foram realizadas por Tufaile Neto, (2005), para cada parte dos resíduos separadamente,

folhas secas, folhas verdes e pontas. Os materiais apresentaram variações na composição,

principalmente em relação ao teor de umidade. A Tabela 2.5 apresenta os resultados obtidos pelos

autores.

Tabela 2.5. Análise imediata dos constituintes da palha da cana e do bagaço de cana.

Constituintes (%) Folhas secas Folhas verdes Pontas BagaçoTeor umidade 13,5 67,7 82,3 50,2Material volátil 84,5 80,6 79,3 79,9

Carbono fixo 11,6 15,7 16,4 18,0

Cinzas 3,9 3,7 4,3 2,2Fonte: Tufaille Neto (2005).

A análise elementar, realizada separadamente para cada parte da palha, indica praticamente a

mesma composição em carbono, hidrogênio, nitrogênio, oxigênio e enxofre. O teor de cloro é

consideravelmente diferente em relação ao bagaço, o que potencialmente indica maiores problemas

na queima da palha em relação ao bagaço. Na Tabela 2.6 são apresentados resultados da

composição média, a partir da análise elementar, da biomassa residual da cana-de-açúcar.

(Carvalho, 2011).

Tabela 2.6. Análise elementar dos constituintes da palha da cana e do bagaço de cana.

Componente Folhas secas Folhas verdes Pontas BagaçoCarbono 46,2 45,7 43,9 44,6Hidrogênio 6,2 6,2 6,1 5,8

Oxigênio 43,0 42,8 44,0 44,5

Nitrogênio 0,5 1,0 0,8 0,6

Enxofre 0,1 0,1 0,1 0,1

Cloro 0,1 0,4 0,7 0,02Fonte: Tufaille Neto (2005).

A análise das cinzas de uma biomassa é de fundamental importância para a definição do

nível crítico e suas condições de utilização como combustível em cadeiras. As propriedades de

interesse nas análises de cinzas são a composição e a fusibilidade das cinzas. Estes parâmetros dão

subsídios para avaliar a possibilidade de ataque ou corrosão aos materiais refratários, ou a

possibilidade de fusão de cinzas no sistema de combustão ou deposição nas superfícies de

transferência de calor. É de interesse também a análise das cinzas para identificação de óxidos

alcalinos como Na2O e K2O que volatilizam e condensam a temperaturas por volta de 760°C,

ocasionando incrustações em partes frias dos geradores de vapor que são tipicamente as superfícies

de troca de calor. A análise de cinzas dos resíduos da colheita, foram obtidas por alguns autores em

Tufaile Neto, (2005), e são apresentadas na Tabela 2.7.

41

Tabela 2.7. Composição elementar das cinzas dos resíduos da colheita da cana.

Componente Folhas secas Folhas verdes Pontas Bagaço

P2O5 0,5 2,0 2,5 0,5K2O 2,7 13,3 29,5 1,7

CaO 4,7 3,9 2,6 0,7

MgO 2,1 2,2 2,5 0,5

Fe2O3 0,9 0,5 0,2 2,3

Al2O3 3,5 1,4 0,5 2,3

Na2O 0,001 0,001 0,001 0,04Fonte: Tufaille Neto (2005).

Diversos autores afirmam que os óxidos que apresentam maiores problemas ligados à

formação de incrustações em superfícies, são os óxidos de silício (SiO2), óxido de potássio (K2O) e

óxido de sódio (Na2O). Nos resultados apresentados na tabela 2.7 referente às análises realizadas

por (Tufaile Neto, 2005), foram encontradas concentrações significativas de óxido de potássio

(K2O) principalmente nas análises das folhas verdes e pontas da planta.

A Tabela 2.8 apresenta análises típicas da composição das cinzas do bagaço de cana obtidas

a partir da literatura.

Tabela 2.8. Composição elementar das cinzas do bagaço de cana

(%) Óxidos Rein, 2007Camargo,

1990Jenkins

et al., 1998Turn et al.,

1997Gabra et al.,

2001Manyà and Arauzo,

2008

SiO2 75,20 46,00 46,61 41,87 72,30 64,29

Al2O3 2,70 2,80 17,69 22,25 8,00 3,44

Fe3O3 2,60 3,00 14,14 20,90 6,20 3,69

Ti3O2 0,01 0,53 2,63 3,87 0,60 1,25

P2O5 1,46 - 2,72 1,13 0,90 2,89CaO 6,90 5,40 4,47 3,50 4,20 4,84MgO 1,70 0,79 3,33 1,45 2,30 1,33

Na2O 0,60 0,50 0,79 0,26 1,00 0,31

K2O 5,10 23,00 0,15 2,59 4,50 14,34

SO3 2,70 - 2,08 0,90 - 0,97

MnO2 0,02 7,30 3,33 - 0,10 0,54Outros 0,92 10,55 2,06 1,28 -0,10 1,41Total 99,91 100 100 100 100 100Cinzas 2,00 4,00 2,44 3,61 7,40 5,02

Análise Termogravimétrica

As análises térmicas são consideradas complementares e fundamentais para identificar as

etapas durante o processo de combustão da biomassa e na sua caracterização como combustível. A

análise termogravimétrica (TGA) é uma ferramenta útil para se analisar o comportamento de um

42

resíduo ou combustível sólido em relação a um aumento controlado de temperatura e em ambiente

com atmosfera inerte ou oxidante (Heikkinen et al, 2004). Este método consiste em se aquecer uma

amostra de matéria em um forno com temperatura (ou taxa de aquecimento) controlada, medindo-se

a perda de massa desta amostra com uma balança de precisão, acoplada ao forno. Diversas

informações podem ser extraídas de uma análise térmica, tais como a temperatura de

devolatilização, a temperatura de início de descarbonização do material e outras informações.

43

3 ANALISE DO CONSUMO DE ENERGIA EM TRÊS SISTEMAS DE RECOLHIMENTO DE PALHA DE CANA

O Brasil apresenta um excepcional potencial para o aproveitamento energético dos resíduos

gerados pela colheita da cana-de-açúcar. No entanto, o aproveitamento desses resíduos depende da

disponibilidade dos mesmos e da implantação de um sistema de recolhimento, transporte e

preparação para utilização como combustível nas usinas. Estas operações consomem uma

importante parcela de energia, principalmente o consumo de óleo combustível utilizado nas

operações de campo de recolhimento e nas unidades de transporte. Há também a utilização da

energia elétrica, gerada a partir dos próprios resíduos.

A avaliação do consumo de energia nestas operações é importante para determinar quanto

representa este consumo no total de energia gerada pelo próprio resíduo e identificar o sistema mais

eficiente e com menor consumo de energia.

Um extensivo trabalho de pesquisa em campo foi feito por Hassuani et al. (2005), a fim de

obter índices de produtividade de resíduos de campo da cana-de-açúcar e testar diversas operações

de recolhimento da palha de cana. As operações que envolvem o processo de recolhimento dos

resíduos gerados pela colheita da cana, são essencialmente formadas por adensamento,

carregamento, transporte, separação e limpeza dos resíduos. No cenário atual, as operações

apresentam limitações para o investimento e aplicação em larga escala, devido principalmente à

necessidade de adequação e desenvolvimento de equipamentos específicos para o recolhimento,

gerando uma incerteza quanto à forma de recuperação mais eficiente tecnicamente e

economicamente viável.

A colheita, carregamento e o transporte representam cerca de um terço do custo de cana na

usina no Brasil (Hassuani et al. 2005). Michellazzo e Braunbeck (2008) estudaram seis formas de

recolhimento e transporte da palha de cana a fim de estimar o custo final do palhiço recuperado e

levado até a usina de processamento. Os autores concluíram que o menor custo da palha é oferecido

pela colheita integral da cana e palha, seu transporte e a separação dos mesmos na usina. No

entanto, esse método não está totalmente desenvolvido e há incertezas quanto ao desempenho e

consumo de energia.

Estudos foram realizados por Ripoli (2007) para avaliar o desempenho de enfardadoras de

forragem na recuperação e recolhimento dos resíduos da colheita da cana, visando a determinação

do consumo de combustível, eficiência energético do processo e custos do processo. Os resultados

apresentaram viabilidade na aplicação em campo, obtendo diversos índices para as operações

44

envolvidas no sistema de recolhimento.

Em trabalho realizado por Torrezan (2003) foram avaliados parâmetros de desempenho das

operações de enleiramento e enfardamento prismático de resíduos da colheita da cana. Diversos

índices foram obtidos como a produtividade dos resíduos, capacidade efetiva, consumo de

combustível e eficiência energética das operações de enleiramento e enfardamento. Os resultados

indicaram alta eficiência nas operações e viabilidade técnica no recolhimento da palha de cana.

O sistema de recolhimento de palha a granel por colhedora de forragem foi investigado por

Franco (2003) a fim de avaliar o desempenho dos equipamentos utilizados e a influência do sistema

de enleiramento no desempenho do recolhimento da palha de cana a granel. Foram obtidos

parâmetros de operação como, velocidade de trabalho, capacidade operacional, consumo de

combustível e produtividade, nas operações de enleiramento e recolhedora a granel.

Os índices de produtividade dos resíduos deixados no solo, investigados por diversos autores

e apresentados na Tabela 2.3, são parâmetros fundamentais para definir os métodos e equipamentos

adequados para cada rota de recolhimento avaliada.

Uma avaliação da produtividade dos resíduos da colheita da cana-de-açúcar, e dos métodos

de recolhimento e transporte da palha de cana, foi realizada nesse capítulo, como também uma

estimativa do consumo de energia nestas operações. Além disso, foi feita uma análise das

principais dificuldades e necessidade de desenvolvimento tecnológico e do potencial de geração de

energia devido ao aproveitamento da palha de cana.

3.1. Manutenção dos resíduos da colheita no solo

A manutenção da palha no solo traz diversas vantagens do ponto de vista agronômico:

proteção do solo contra erosão, manutenção de certo teor de matéria orgânica no solo e nutrientes

agrícolas, aumento da atividade biológica do solo, proteção contra radiação direta e redução da

evapotranspiração favorecendo a infiltração de água no solo (Franco et al. 2013, Rossetto et al.

2008).

A fim de prever a quantidade de carbono no solo ao longo do tempo, considerando a

degradação da matéria orgânica já existente e a incorporação ao solo devido a manutenção de

resíduos de colheita na superfície, Bayer et al (2006) utiliza a equação (1) a qual pondera entre a

taxa de perda e incorporação de carbono no solo.

2 210

2

1k kt

k At tC = C e + ( e )k

(1)

45

Onde:

Ct = Estoque de carbono no solo no tempo t (t. ha-1)

C0 = Estoque inicial de carbono (t. ha-1)

A = Reposição anual de carbono a partir da matéria orgânica deixada no solo (t. ha-1)

k1 = Taxa de transferência do carbono da matéria orgânica para o solo (ano-1)

k2 = Taxa de degradação do carbono orgânico do solo (ano-1).

Os parâmetros k1 e k2 são particulares a cada região, pois tanto a incorporação quanto a perda

do carbono do solo são influenciados por fatores climáticos assim como pelo manejo adotado na

lavoura. A partir desta estimativa pode-se variar o estoque de carbono alcançando-se níveis

desejáveis ou a manutenção dos níveis atuais para não ocorrer perda da fertilidade.

Considerando os valores obtidos por Bayer et al. (2006) para aplicação em condições de clima

e solo próximas às condições típicas de lavoura de cana-de-açúcar (k1= 0,147 e k2=0,025) uma taxa

de reposição de carbono orgânico de 6 ton. ha-1 de carbono é suficiente para a manter o estoque

inicial de carbono no solo durante um ciclo completo de plantação de cana, normalmente de 5 a 6

anos. Se a taxa de adição for reduzida para 4 ton.ha-1, a perda de carbono no solo após esse período

não ultrapassa 5%.

Além do resíduo a ser deixado em campo, deve-se também levar em consideração uma

contribuição anual de carbono através das raízes as quais fornecem aproximadamente 2 t. de

carbono por hectare por ano de um total de 5 t. ha-1 de raízes (Sampaio et al., 1987). Outros autores

chegaram a valores maiores de biomassa das raízes, 8 t. ha-1 (Inforzato e Alvarez, 1957) ou 10 t. ha-1

(Ball-Coelho et al., 1992), este último contando raízes ativas e mortas. Assim, além das 2 t. ha -1 de

carbono, proveniente das raízes, ao serem deixados cerca de 4 a 8 t. ha-1 de matéria seca no solo

(correspondente a 2 a 4 t. ha-1 de carbono), é possível manter o carbono orgânico original no solo,

ou haver uma redução de no máximo 5% deste carbono no período de 6 anos.

Mesmo para áreas onde existe a prática de queimada, a redução no teor de carbono orgânico

no solo não é tão drástico, justamente devido a incorporação de carbono fornecido pelas raízes

(Sampaio et al. 1987), como mostrado por Galdos et al., (2009) que encontrou valores de carbono

de 32 t ha-1 para áreas colhidas com queima e de 42 t ha-1 para áreas de colheita sem queima, após 8

anos destas serem utilizadas como lavoura de cana-de-açúcar, em comparação com áreas nativas

com teores de 48 t ha-1

Outro fator importante a ser considerado é a proteção do solo quanto à erosão. Grigg (2005)

simulou uma cobertura de 5 t ha-1 (base úmida) e obteve reduções de 95% na erosão do solo em

46

comparação com solos sem cobertura para áreas com 0,2% de inclinação e uma redução de 98%

para inclinações de 1,5%. Lal (2009) obteve redução de 99% na erosão para áreas com declividade

de 10% com 4 t. ha-1 de cobertura vegetal morta e redução da mesma grandeza para áreas com 15%

de inclinação com 6 t ha-1.

Ambos os trabalhos também obtiveram reduções nos níveis de enxurrada e de perda de nitrato,

demonstrando que uma cobertura de 5 t ha-1 pode, exceto em casos de chuvas extremas, reduzir os

níveis de erosão do solo. Braida e Cassol (1999) obtiveram uma maior correlação entre redução de

sedimentos na enxurrada pela porcentagem de solo coberto (m2 de palha por m2 de solo) do que para

a quantidade de palha utilizada no experimento.

Na Tabela 3.1 são apresentados os valores recomendados na literatura para a remoção de

resíduos de cana-de-açúcar. No entanto, destaque-se que tais valores são apenas sugestões oriundas

da experiência intuitiva dos autores e não são resultados de medições em campo.

Tabela 3.1. Quantidade de resíduo disponível para recolhimento.

Recolhimento de resíduos Fonte

Remoção de 50%Michellazzo e Braunbeck

(2008)

Recolhimento de 13,96 e 15,24 t ha-1 de resíduos (b.u) Ripoli (2004)

Recolhimento mínimo de 30% e máximo de 100%Ripoli (2007)

Quantidade de resíduo a ser retirado de 60%

Resíduo deixado no campo

7,5 t.ha-1 para controle de pragas Manechini et. al, (2005)

Franco et. al. (2013) analisaram a quantidade de nutrientes importantes que ficam nas

ponteiras da cana e nas folhas secas. As ponteiras continham 65% do total de Nitrogênio presente

em todo resíduo disponível (ponteiras e folhas), além de concentrar mais de 75% de K e P. Tais

elementos são os maiores responsáveis pela redução da fusibilidade das cinzas de biomassa, o que

pode acarretar problemas de incrustação e corrosão em geradores de vapor quando se utiliza estes

resíduos como combustível (Miles et. al., 1996). Ao considerar-se também o alto teor de umidade

típico dos ponteiros (por volta de 70%), pode ser boa prática escolher os mesmos para serem

deixados em campo (Franco et. al., 2013), quando o objetivo é gerar energia por processos

térmicos. Segundo indicadores fornecidos por Ripoli (2000), os ponteiros representam cerca de 34

kg de matéria seca por tonelada de colmo colhido. Para uma produtividade típica de 100 t ha-1, isto

resulta em 3,4 t ha-1 de matéria seca deixada no solo.

A quantidade ótima de resíduos da colheita de cana-de-açúcar que deve ser deixada no campo

é uma questão ainda a ser respondida. O material orgânico deixado no solo traz benefícios

47

agronômicos no que se refere a manutenção de matéria orgânica no solo e prevenção de erosão.

Estes benefícios podem resultar em aumento de produtividade da cana-de-açúcar. No entanto, o

resíduo de colheita deixado no campo representa energia de biomassa não aproveitada. Estudos

visando a otimização do aproveitamento de resíduos de campo deve considerar o balanço dos

benefícios agronômicos em comparação à energia aproveitável da palha de cana-de-açúcar.

3.2. Objetivo

Neste capítulo foram avaliados três sistemas ou rotas de recolhimento e aproveitamento dos

resíduos gerados pela colheita da cana-de-açúcar. As rotas de recolhimento consideradas nessa

análise foram, a rota por enfardamento, rota utilizando forrageira e rota por colheita integral.

3.3. Consumo de energia no recolhimento da palha de cana

As operações dos três sistemas de recolhimento da palha de cana são descritas identificando-

se o consumo de combustível e de energia elétrica de cadas operação. As operações consideradas

em cada rota de recolhimento são apresentadas na Tabela 3.2.

Tabela 3.2. Operações envolvidas em cada rota de recolhimento da palha.

Rota de Enfardamento Rota de Forrageira Rota de Colheita integralColheita mecânica Colheita mecânica Colheita mecânica

Enleiramento Enleiramento CarregamentoEnfardamento Recolhedora forrageira TransporteCarregamento Carregamento Separação de palha

Transporte Transporte TrituraçãoDescarregamento Descarregamento

Trituração dos fardos Trituração

O consumo específico de energia para cada operação realizada nas rotas de recolhimento foi

estimado a partir dos índices de consumo medidos em campo por diversos autores e através de

informações obtidas em visitas às usinas. Em muitos casos, mais de uma referência ou dado

referente a consumo de energia está disponível, e uma análise destes dados foi feita para escolha do

índice a ser utilizado nos cálculos. Os índices de consumo de combustível adotados nesse trabalho

estão apresentados na Tabela 3.3.

Para cada rota de recolhimento foi feito o cálculo da energia consumida por tonelada de

palha recolhida, considerando diversas distâncias da área de colheita em relação à usina de

processamento. Os dados de produtividade de cana e palha de cana também foram pesquisados e

48

selecionados índices para o cálculo da disponibilidade de biomassa para utilização energética. Uma

análise da quantidade de palha que deveria ser deixada no campo para fins agronômicos também foi

feita, a fim de estimar a quantidade que estaria disponível para utilização na geração energia. As

características físico-químicas como combustível foram obtidas na literatura e também medidas em

laboratório pelos autores.

Tabela 3.3. Índices de consumo adotados nas várias operações envolvidas nas rotas de recolhimento.

Sistema derecolhimento

OperaçõesÍndice de

consumo dediesel

Unidades Referência

Enfardamento

Enleiramento 0,49 L t-1 palha Franco (2003)

Enfardadora 1,42 L t-1 palha Torrezan (2003)

Carregamento 0,92 L t-1 palha Ripoli (2007)

Transporte 2,41 km L-1 Ripoli (2007)

Descarregamento 0,45 L t-1 palha Ripoli (2007)

Forrageira

Recolhedoraforrageira

3,32L t-1 palha

Franco, (2003)

Carregamento 0,74 L t-1 palha Macedo (2004)

Transporte 2,20 km L-1Macedo (2004)

Descarregamento 0,72 L t-1 palha Ripoli (2007)

Colheita IntegralCarregamento 0,26 L t-1 palha Macedo (2004)

Transporte1 1,03 km L-1Carreira (2010)

1Valor calculado a partir da referência original.

A colheita mecanizada da cana é uma operação comum a todas as rotas de recolhimento e

umas das operações de maior consumo. O consumo específico das colhedoras foi estimado a partir

dos índices de consumo de diesel medidos em campo. Uma compilação dos resultados de

produtividade de cana e dos índices de consumo da colheita da cana obtidos por alguns autores é

apresentado na Tabela 3.4.

Tabela 3.4. Índices de consumo de diesel das colhedoras de cana.

Operações Produtividade naárea [t. cana ha-1]

Consumo dediesel

Unidade Referência

Colheita da cana 102,050,6 a 63,4 L h-1

Lyra (2012)52,8 a 74,9 L ha-1

0,39 a 0,71 L t cana-1

Colheita da cana 115,153,7 a 64,8 L h-1

Belardo (2010)54,4 a 85,0 L ha-1

0,52 a 0,77 L t cana-1

Colheita da cana 82,440,4 L h-1

Macedo (2004)74,0 L ha-1

0,90 L t cana-1

49

Sistema de colheita integral

Na maioria das operações do recolhimento da palha, o consumo de diesel combustível

representa o principal consumidor de energia. Apenas as operações de trituração da palha (máquina

estacionária) e a estação de separação e limpeza da palha consomem energia elétrica. A separação

de palha é utilizada apenas na rota de colheita integral e a trituração de palha é uma operação

comum utilizada em todas as rotas.

Dois parâmetros são importantes para cálculo do consumo específico de energia do sistema de

separação e limpeza de palha, o consumo específico de energia elétrica e a eficiência de separação.

Estes dados não são ainda prontamente disponíveis na literatura, pois trata-se de equipamentos

ainda em desenvolvimento, pois não constam informações a respeito da utilização e operação do

sistema de recolhimento integral da cana nas usinas. Outros dados podem estar disponíveis por

fabricantes de equipamentos, mas tratam-se de informações de protótipos ou equipamentos ainda

em desenvolvimento e não otimizado.

A palha disponível após o processo de separação e limpeza, ainda não apresenta, forma e peso

adequados para o processo convencional de combustão que opera com bagaço de cana, assim a

instalação de um processo de trituração da palha complementar é necessário. O protótipo

desenvolvido por Schembri, Hobson e Paddock (2002), considerou a adaptação e instalação de um

triturador de palha ao sistema de limpeza de cana e estes autores realizaram ensaios para determinar

o rendimento, capacidade e o consumo de potência elétrica requerida.

Os índices de consumo específico de energia foram adotados com base nos dados dos autores

mencionados. A Tabela 3.5 apresenta os resultados do consumo específico de energia elétrica nas

operações de separação e trituração da palha de cana, além de dados de um protótipo, porém com

baixa eficiência de separação.

Tabela 3.5. Capacidade operacional e consumo específico de energia de dois protótipos de separador e triturador de palha.

OperaçãoCapacidade

(t. cana h-1)

Consumo

específico de

energia MJ t-1

cana

Eficiência

(%)Referência

Separador de palha 300 27,91 70 Rodrigues Filho, (2005)

Separador de palha 100 25,71 98Schembri e Hobson,

(2000)

Triturador de palha 100 43,21 -Schembri, Hobson e

Paddock, (2002)1Valores calculados a partir das referências originais.

50

O consumo de energia do separador de palha não foi relatado pelos autores. A partir de

dados geométricos e velocidade do ar de separação relatados por Schembri e Hobson, (2000), a

energia consumida foi estimada calculando-se a potência de um ventilador necessário para o

equipamento, admitindo-se uma pressão do ventilador de 2500 Pa, que é um valor factível para

ventiladores centrífugos. Separadores de palha para recolhimento de cana integral são equipamentos

importantes para este processo, mas necessitam ainda muito desenvolvimento, a fim de otimizar o

consumo de energia e o investimento.

Recolhimento da palha por colheita integral

Os índices de consumo energético relativo às operações do sistema de colheita integral foram

estimados a partir dos resultados de testes realizados em campo por Marchi et al. (2005), para

avaliar a influência dos diferentes índices de limpeza e remoção da palha durante colheita

mecanizada da cana nas condições e densidade da carga transportada.

O consumo de diesel no transporte foi feito a partir de dados obtidos por Carreira (2010), em

um levantamento sobre o transporte de cana durante a safra, em uma usina típica no estado de São

Paulo. O índice médio de consumo de 1.03 km L-1 obtido a partir de uma carga média deslocada de

103,5 toneladas, sendo transportada cerca de 66,5 toneladas de cana e 37,0 toneladas referentes ao

peso do caminhão. O índice de consumo específico calculado foi de 0,0147 L t-1 km-1

Para o transporte na colheita integral foi considerada uma composição com 2 unidades

semirreboques, denominada rodotrem, com um volume total da composição de 182 m3 e capacidade

máxima de carga de cana de 75 toneladas.

A rota de colheita integral (cana +palha) produz mudanças na composição e na densidade da

carga transportada em relação ao transporte de carga contendo apenas cana. O consumo de

combustível adicional devido o recolhimento de palha é calculado como a diferença entre o

consumo de diesel no transporte da carga de cana mais palha e o consumo correspondente do

transporte somente de cana.

Assim, para uma determinada distância da área de colheita até a usina, o consumo por

viagem foi calculado segundo:

C t=Ctruck (Load+TW )dist +Ctruck T W dist (2)

Onde:

Ct: consumo por viagem (L)

51

Ctruck: consumo específico no transporte por rodotrem (0.0103 L t-1 km-1)

Load: carga transportada (t)

dist: distância da área de colheita até a usina (km)

Tw: peso do rodotrem vazio (ton.)

A equação anterior considera o consumo de combustível do rodotrem vazio, partindo da

usina até a área de colheita, e seu retorno carregado com cana ou cana + palha. O consumo

referente ao transporte da palha é calculado para cada distância em relação à usina conforme:

( ) ( )( )

tot cane straw dist tot cane diststraw dist

straw

C CC

Load

onde:

Cstraw(dist) : consumo específico para o transporte da palha à distância dist (L t-1)

Ctot cane+straw(dist) : consumo total por viagem, no transporte da mistura cana+palha, à distancia dist (L)

Loadstraw : carga de palha transportada por viagem (t)

Ctot cane(dist) : consumo total no transporte somente de cana à distância dist (L)

O consumo estimado no transporte somente de cana para uma viagem de distância dist é

calculado para uma carga de 75 toneladas que é carga máxima de cana possível transportada no

rodotrem.

O cálculo da carga total transportada foi feito a partir da densidade da carga em função do teor

de palha carregada junto a cana.

52

A partir de dados experimentais obtidos por Fioraneli e Linero (2005), foi obtida uma relação

entre a densidade de carga e a fração em peso da palha transportada juntamente com a cana,

representada pela curva da Figura 3.1.

Os cálculos do comportamento da densidade de carga na colheita integral, foram realizados

considerando uma produtividade de 100 t ha-1 de cana e um índice de produtividade de resíduos de

considerados os índices de produtividade (b.s) de resíduos de 16,0 kg por tonelada de colmos (b.u).

no transporte foi considerada uma composição rodotrem, com um volume total de 182 m3 e peso do

conjunto vazio de 37,0 toneladas.

3.4. Quantidade de palha recolhida

Os métodos estudados de recolhimento de palha neste trabalho podem resultar em diferentes

quantidades e características da palha a ser utilizada como fonte de energia. Nos métodos de

enfardamento e recolhimento a granel, a palha é separada pela colheitadeira no momento da

colheita e pode ser deixada no campo por alguns dias. Isso pode reduzir a umidade média dos

Figura 3.1.Curva da densidade de carga em relação ao percentual de palha transportada na carga de cana.

53

resíduos para até menos que 20%, de acordo com a Tabela 2.4. No caso de recolhimento integral da

cana, a palha é levada para a usina e deve ser separada em uma estação de limpeza a seco. Não há

oportunidade para secagem natural e os resíduos são recolhidos com a umidade fresca. Ao deixar os

ponteiros e as folhas verdes no campo, que somam cerca de 2 a 7 t ha-1 de matéria seca, na estação

de separação deve ser possível produzir cerca de 12 t ha-1 de palha (base seca), com umidade média

de 15%.

Neste trabalho consideramos que os ponteiros e as folhas verdes serão deixados no solo, no

caso do recolhimento integral da cana. Isto pode ser feito através da regulagem adequada do

cortador de pontas da colheitadeira e da não utilização dos extratores de palha. De acordo com a

tabela 1.3, para uma produtividade de colmos de 100 t ha-1 as folhas secas representam cerca de 120

kg t-1 de colmo colhido, contudo a produção de folhas secas pode chegar a 12 t ha-1 de matéria seca,

apresentando umidade média de 12 a 15%.

Para os casos de recolhimento por enfardadeira ou a granel, consideramos deixar no campo

por alguns dias até a palha reduzir sua umidade em torno de 15 a 20% e recolher 12 t. ha-1, deixando

no campo cerca de 4 t ha-1 de matéria seca, o qual representa cerca de 8 t. ha-1 com umidade média

de 35 a 50% (b.u.). Desta maneira, o total de palha disponível é da ordem de 16 t. ha -1 de matéria

seca quando a produtividade de colmos é de 100 ton. ha-1.

Para os três métodos de recolhimento, ao se deixar a palha no campo por 15 dias, a quantidade

de palha recolhida pode chegar a 12 t ha-1, com umidade média de 15%. Neste trabalho, adotaremos

o recolhimento de 12 t ha-1 de matéria seca, com umidade de 20%, o que representa 75% dos

resíduos de campo. Esta umidade é um pouco maior que os 15% indicados pelos autores citados e

foi selecionada devido à possibilidade de arraste de alguma pequena parcela de folhas verdes.

Como base de comparação, será também estimado o recolhimento de apenas 50% de matéria

seca dos resíduos de campo (8 t. ha-1 matéria seca).

O consumo energético necessário em cada sistema de recolhimento foi estimado avaliando-

se, separadamente a energia equivalente ao diesel consumido nas operações agrícolas e o consumo

de energia elétrica nas operações complementares de trituração e separação da palha na usina.

Colheita da cana

O resultado do consumo médio de diesel por hectare na colheita da cana foi de 69,20 L ha -1.

Assim considerando uma produtividade de cana, de 100 t ha-1 o consumo específico foi de 0,69 L t-1

de colmos colhidos. Os resultados dos índices médios do desempenho operacional das colhedoras,

54

considerados no trabalho, foram obtidos por vários autores em ensaios, com médias de 1,04 ha h-1,

0,97 ha h-1 e 0,54 ha h-1 respectivamente, (Belardo, 2010), (Lyra, 2012), (Macedo, 2004).

3.5. Resultados do consumo de combustível nas rotas de recolhimento de palha

Os resultados do consumo de combustível em cada rota de recolhimento foram obtidos em

função da distância percorrida entre a área de colheita e a usina, e da variação da quantidade de

palha deixada no solo após a colheita. A figura 3.2, apresenta uma comparação entre os resultados

obtidos para o consumo diesel nos três sistemas de recolhimento considerados, em função da

distância entre o ponto de colheita e a planta industrial, para índices de recolhimento de 50% e 75%

dos resíduos gerados, e com umidade de 20%.

Os resultados obtidos indicaram que para um recolhimento de 50% de palha com um raio

médio de 30 km até a usina, o recolhimento por colheita integral apresenta um consumo de energia

cerca de 43% menor em relação a rota de enfardamento. Os resultados indicaram também que para

distâncias acima de 80 km o consumo na colheita integral se torna superior ao consumo da rota de

recolhimento por enfardamento da palha.

Figura 3.2. Consumo total de diesel nas rotas de recolhimento de palha

55

O sistema de enfardamento apresentou um consumo cerca de 28% menor que o sistema de

recolhimento por forrageira, para um raio médio de recolhimento de 30 km. Os sistemas de

forrageira e enfardamento possuem algumas operações distintas, no entanto a operação de

transporte comum a ambos é mais representativa para o sistema de forrageira, apresentando um

índice de consumo cerca de 23,8% superior ao consumo no transporte dos fardos conforme o

aumento da distância de recolhimento.

No sistema de colheita integral um aumento no índice de palha recolhida de 50% para 75%

pode causar uma variação de até 40% no consumo específico de combustível. Com o maior volume

de palha transportada a densidade da carga é reduzida, e o consumo por viagem diminui.

O procedimento de cálculo adotado para determinar o consumo no transporte, utiliza como

referência um índice de consumo específico em L t-1 km-1, que permite definir a partir da carga

transportada o rendimento em km L-1, para cada trajeto de viagem, portanto um aumento do

percentual de palha promove uma diminuição no consumo por viagem, pois a avaliação refere-se ao

consumo específico em L t-1 de palha.

Assim um maior percentual de palha transportada por viagem na carga promove

simultaneamente, uma redução na quantidade de cana transportada por viagem, e também a redução

no consumo de combustível por viagem devido à menor densidade de carga causado pela presença

da palha na carga. Porém, o maior percentual de palha misturada exige um maior o número de

viagens para suprir a quantidade de cana na usina.

Um resumo do consumo de combustível por tonelada de palha nas operações que compõem

cada rota de recolhimento estudada, está apresentado na tabela 3.6.

Tabela 3.6. Consumo de combustível (L t-1 palha) nas operações dos três sistemas de recolhimento de palha.

OperaçõesEnfardamento

(50%)1Recolhedora

forrageira (50%)1Colheita Integral

(50%)1Colheita Integral

(75%)1

Enleiramento 0,49 0,49 - -Enfardamento 1,70 - - -

Recolhedoraforrageira

- 3,32 - -

Carregamento 0,92 0,74 0,26 0,26

Descarregamento 0,91 0,72 - -

Total 4,02 5,27 0,26 0,26

Transporte10 km 0,53 0,66 1,05 0,60

20 km 1,07 1,32 2,09 1,20

30 km 1,60 1,98 3,14 1,79

40 km 2,13 2,64 4,19 2,39

50 km 2,67 3,30 5,23 2,991 Percentual de palha recolhida.

56

Os resultados apresentados indicam que no caso das rotas enfardamento e forrageira, as

operações em campo representam a maior parcela de consumo de combustível quando comparadas

ao transporte até um raio de distância de 30 km, O enfardamento e a forrageira consomem 4,02 e

5,27 L t-1 de palha recolhida, respectivamente, nas operações de campo. Este valor é

consideravelmente maior que o consumo de campo na colheita integral, referente a operação de

carregamento usual realizada na colheita convencional da cana e também na colheita integral. No

caso do transporte, a colheita integral apresenta um consumo de combustível cerca de 96% superior

ao consumo apresentado no enfardamento, e cerca de 58% superior ao consumo apresentado na rota

por forrageira. Este consumo superior é devido a forma de transporte da palha na colheita integral,

que transporta palha misturada aos colmos cortados da cana, essa forma transporta menor

quantidade de palha por viagem, pois ocupa um menor volume no transporte do que na forma de

fardos ou forragem a granel.

Os resultados apresentados indicam algumas vantagens para o sistema de recolhimento de

cana e palha integral em relação às rotas de enfardamento e de forrageira, devido a menor

necessidade de equipamentos extras no campo. A tabela 3.7 apresenta a lista de equipamentos

adicionais para a execução das rotas estudadas.

Tabela 3.7. Equipamentos necessários nas operações envolvendo as três rotas de recolhimento de palha.

Rotas de recolhimento Enfardamento Forrageira Colheita Integral

Equipamentos

Enleirador EnleiradorCaminhões extras –

rodotrem

EnfardadoraRecolhedora de

forragensEstação de separação de

palha

Carregadeira de cana Unidades transbordo Triturador de palha

Caminhão – plataformaaberta

Caminhão – fechado –

Triturador de palha – –

As rotas de enfardamento e forrageira exigem máquinas adicionais em campo para a

execução das operações de campo. No caso da colheita integral nenhum maquinário extra é

necessário, no campo pois a colheita é feita com a máquina de colheita tradicional. No entanto, na

rota de colheita integral serão necessários sistemas de separação da palha e de trituração, que devem

ser instalados na unidade industrial. O sistema de trituração também é necessário na rota de

enfardamento. Na rota por forrageira, a palha chega à usina já triturada, no entanto, são necessárias

57

avaliações mais precisas para determinar se a granulometria da palha triturada pela forrageira seria

adequada ao sistema de combustão.

A figura 3.3 apresenta uma comparação entre o consumo de combustível total na colheita

convencional de cana-de-açúcar (somente colmos) e a colheita integral com recolhimento de 50%

da palha e 75% da palha, dados em L t-1 de colmo colhido (base úmida). O consumo adicional no

recolhimento da palha em relação ao consumo da colheita convencional representa o consumo

ocasionado pela presença da palha na carga transportada.

A avaliação do consumo total de combustível entre o sistema de colheita integral e a colheita

de convencional, indicou para uma distância média de 30 km, um aumento de 14,8% com a

recuperação e transporte de 50% da palha com a cana, e um aumento de cerca de 24% com a

recuperação de 75% da palha em relação ao sistema convencional. Os cálculos realizados na

avaliação do consumo de diesel na colheita de cana consideram o aumento necessário no número de

viagens na colheita integral para compensar o menor volume de cana transportado por viagem com

palha misturada.

Para o transporte da palha nas rotas de enfardamento e forrageira, podem ser necessários

diferentes equipamentos para essa operação, devido aos diferentes volume, formatos e densidade

Figura 3.3. Comparação entre o consumo de diesel na colheita convencional e na rota de colheita integral da cana

58

existentes entre os fardos e a palha triturada por forrageira. No caso do recolhimento integral, os

equipamentos para o transporte da palha são os mesmos utilizados no transporte da cana. No

entanto, há necessidade um maior número viagens e isso impõe caminhões adicionais para suprir o

aumento do número de viagens devido ao transporte da palha. A tabela 3.8 apresenta os dados da

estimativa de quantidade de viagens necessárias para o transporte de cana somente, e para o

transporte da cana e palha no recolhimento integral, para o caso de uma usina típica que processa

500 t h-1 cana. Com estes dados, é possível prever o aumento da frota de transporte devido ao

recolhimento da palha, bem como estimar com maior precisão os custos do transporte da palha a

partir de dados já existentes para o transporte da cana, pois tratam-se do mesmo sistema de

transporte.

Tabela 3.8. Previsão do aumento de viagens devido o transporte de palha, comparado ao transporte convencional de cana, para uma unidade de 500 t cana h-1

Parâmetros Colheita

convencionalColheita integral

Índice percentual de palha transportada – [%] 5% 50% 75%

Carga de palha transportada por viagem – [t carga-1] 0,61 4,21 5,40

Carga total de palha – [t h-1] 4,11 43,48 68,18

Viagens necessárias – [viagens h-1] 6,70 10,30 12,60

Pela Tabela 3.8 o recolhimento de 50% da palha pode implicar em um aumento em torno de

54% no número de viagens, e cerca de 90% para um recolhimento de 75%. O custo desse aumento

pode ser atribuído ao custo de transporte da palha. O consumo e o custo do transporte da cana e da

palha pela rota integral podem ser reduzidos, se for possível aumentar a densidade da carga da

mistura palha e cana, pois o peso total destas cargas está abaixo da capacidade de transporte dos

equipamentos. O aumento da densidade da carga pode ser feito pela redução de tamanho dos toletes

de cana e da palha. Esta redução de tamanho pode ser conseguida com modificações na regulagem

da colhedora ou com pequena modificação no projeto da mesma, com a adição de um sistema de

pré-trituração da palha.

3.6. Conclusões e considerações sobre os sistemas de recolhimento

Nos três sistemas de recolhimento da palha que foram avaliados, a rota que apresentou o

menor consumo de energia foi a colheita integral, no valor de 3,4 litros de óleo diesel por tonelada

de palha recolhida e transportada a uma distância média de 30 km da usina, com recolhimento de

59

50% da palha disponível, podendo chegar a 5,49 L t-1 palha no caso de estar a 50 km da usina. Este

consumo representa um consumo 43% inferior ao consumo estimado para a rota de enfardamento e

113% inferior ao consumo da rota por forrageira. Analisando os casos onde é recolhida 50% e 75%

da palha do campo, houve uma redução de 40% no consumo específico de energia quando do

aumento do recolhimento da palha para 75%.

Considerando o conteúdo energético contido na palha de cana, o consumo de combustível

nas operações de recolhimento e transporte representa apenas de 1% a 2% da energia aproveitada,

se recolhida a uma distância de até 30 km da usina.

As operações de campo apresentaram maior participação no consumo total, tanto na rota por

enfardamento como na rota por forrageira, no entanto a operação de transporte da palha representa a

maior parcela no consumo de combustível no caso da rota por colheita integral.

O recolhimento integral da cana e palha não necessita de equipamentos adicionais em

campo, ao contrário das outras rotas analisadas, sendo necessária apenas uma maior quantidade de

caminhões de transporte devido ao volume adicional ocupado pela palha. Isto significa um aumento

de 55% no número de viagens quando é recolhida 50% da palha e um aumento de 90% quando é

recolhida 75% da palha disponível.

No entanto, há necessidade de uma estação de limpeza da cana e separação da palha, cuja

tecnologia ainda está em desenvolvimento e que consome energia elétrica, estimada da ordem de 69

MJ t-1 de palha para as operações de separação e trituração. Por outro lado, o sistema de

recolhimento integral apresenta a vantagem de agregar uma menor quantidade de contaminantes

minerais pois a palha recolhida não entra em contacto direto com o solo, ao contrário dos sistemas

de enfardamento e forrageira nos quais a palha é primeiramente deixada no solo, para depois sofrer

as operações de enleiramento e recolhimento.

Considerando o consumo de energia obtido no recolhimento da palha pela rota de colheita

integral, de 1,89 litros de óleo diesel por tonelada de palha, com PCI de 39,0 MJ L-1, temos um

consumo de 71,3 MJ, para uma distância típica de 30 km, segundo a Tabela 3.6. Essa energia

representa cerca de 1 a 2% da energia aproveitada quando a distância de recolhimento até a usina é

até 50 km da usina.

A Tabela 3.9 apresenta uma estimativa da disponibilidade de energia por hectare de área

plantada de cana considerando índice de produção de etanol de 80 L t-1 de cana e consumo de 85%

do bagaço produzido para a auto-geração de energia térmica e elétrica de uma usina típica no Brasil

(Bizzo et al, 2014). Considerando o poder calorífico inferior e umidades típicas (bagaço 50%, palha

20%), a disponibilidade de energia contida no bagaço de cana por hectare de cana plantada

corresponde à 174 GJ ha-1 ano-1 , e a energia disponível em 75% da palha de cana recolhida

60

corresponde a 182 GJ ha-1 ano-1 , enquanto a energia disponível correspondente ao etanol que pode

ser produzido é 151 MJ ha-1 ano-1 a partir da sacarose contida na cana.

Tabela 3.9. Disponibilidade de energia por hectare de área plantada com cana-de-açúcar.

ProdutoProdutividad

e(t. ha-1ano-1)

Teor deumidade

típica (% b.u)

PCI(MJ/kg)

Energiatérmica

disponível(GJ ha-1a-1)

Eletricidadeexcedente

(MWh ha-1 a-1)

Cana 100 (b.u) - - - -

Bagaço consumido na caldeira

10,6 (b,s) 50 6,99 148,1-

Bagaço excedente 1,9 (b,s) 50 6,99 26,6 1,85

50% da palha recolhida 8,0 (b,s) 20 12,15 121,5 8,44

75% da palha recolhida 12,0 (b,s) 20 12,15 182,2 12,65

Etanol Anidro (1a geração) 6,32 1 23,69 151,2-

Com estas estimativas, fica evidente o grande potencial energético da palha de cana, que

suplanta o potencial energético do bagaço e é da mesma ordem de grandeza do etanol que pode ser

produzido a partir da cana.

61

4 CARACTERIZAÇÃO DO BAGAÇO DE CANA E DO SORGO BIOMASSA COMO COMBUSTÍVEL

Amostras típicas de biomassa foram obtidas em visitas às usinas do Estado de São Paulo, em

áreas plantadas e através de fornecedores e institutos de pesquisa. As amostras de bagaço de cana

foram obtidas em visita à usina e coletadas diretamente na esteira de alimentação da caldeira em

plantação de cana na região de Cosmópolis – S.P. As amostras de folhas verdes e secas de cana

foram colhidas diretamente da planta no município de Piracicaba – S.P. Foram recolhidas amostras

de palha de cana deixada no solo logo após a colheita mecanizada, tais amostras incluem folhas

verdes, folhas secas e pontas em diferentes pontos e camadas na área. As amostras de sorgo

biomassa foram obtidas a partir de uma plantação experimental cultivada na região de Piracicaba –

S.P. em área de plantio de usina de cana-de-açúcar.

Análise imediata e poder calorífico superior

As amostras das biomassas foram submetidas a secagem e trituração para reduzir sua

granulometria e tornar compatível com condições ideais de análise. A análise imediata foi realizada

segundo as normas ASTM E-1617-94 e E-1755-01, para determinar os teores de umidade, carbono

fixo, voláteis e cinzas do combustível sólido. O procedimento para determinar o poder calorífico

superior do resíduo foi realizado segundo a norma ASTM D-2015. Os métodos de cálculo são

prontamente disponíveis na literatura básica de combustão.

Análise elementar

A análise elementar foi realizada um analisador 2400 CHN Elemental Analyser, o teor de

Enxofre (S) foi realizado por espectrometria de plasma ótico e o teor de Cloro (Cl) foi feito por

titulação. A análise elementar da palha de cana e do sorgo biomassa foi realizada no Laboratório de

Recursos Analíticos e de Calibração (LRAC) da Faculdade de Engenharia Química da Unicamp, em

um analisador Elementar de Carbono, Nitrogênio, Hidrogênio e Enxofre da marca Elementar,

modelo: Vario MACRO Cube.

Análise Termogravimétrica

As análises termogravimétricas das amostras de bagaço de cana foram realizadas em um

62

equipamento Netzsch modelo STA-409C, no Laboratório de Análises Térmicas da FEM/Unicamp.

As análises de palha de cana e sorgo biomassa foram realizadas no Laboratório de Recursos

Analíticos e de Calibração (LRAC) da Faculdade de Engenharia Química – Unicamp, em um

Analisador Termogravimétrico (TGA) Marca METTLER TGA/DSC1. Todas as análises foram

realizadas em condições de atmosfera oxidante e atmosfera inerte, com taxa de aquecimento de 10

K min-1 e vazão de gás de 60 ml min-1 .

Análise elementar das cinzas

As amostras de biomassas foram submetidas ao procedimento padrão e produzidas segundo

a norma ASTM D-1102. As cinzas foram analisadas segundo a norma ASTM D-3682 através de

técnica MEV/EDS (Sistema de espectroscopia por dispersão de energia em raio X) em microscópio

eletrônico FEI Inspect F50 – High Resolution SEM.

4.1 Resultados da caracterização química do bagaço e da palha de cana

Resultados da análise da composição estrutural da palha e do bagaço de cana são

apresentados na Tabela 4.1 como também resultados da literatura da análise estrutural do bagaço de

cana por diversos autores. Com exceção deste trabalho, nenhum outro citado efetuou a análise de

extrativos e os resultados apresentados não compõem a totalidade das partes estruturais.

Tabela 4.1. Composição estrutural típica do bagaço e palha de cana.

Material Celulose Lignina Hemicelulose Extrativos ReferenciasBagaço 40,0 22,0 33,0 n/a Purchase, (1995)Bagaço 53,2 22,7 25,0 n/a Bernar, (1992)

Bagaço 33,6 18,5 29,0n/a Nassar et al.

(1996)Bagaço 35,3 22,85 24,0 14,7 Este trabalhoPalha 36,7 20,45 28,6 11,5 Este trabalho

1n/a: não analisada.

A variação dos resultados entre os diversos autores pode ter origem em diferentes variedades

de cana-de-açúcar e nas diferentes técnicas de análise. Os elementos de interesse para a produção de

etanol de segunda geração são a celulose e a hemicelulose que tem o potencial de serem

hidrolisados para conversão em açúcares para posterior fermentação produzindo etanol. Na

composição destaca-se o teor de extrativos da ordem de 11 a 15% nos resultados obtidos por este

trabalho. Em se tratando de cana-de-açúcar é possível que uma parte destes extrativos seja sacarose.

Tendo em vista as perspectivas de produção de etanol de segunda geração a partir da hidrólise do

63

bagaço e a integração do processo de hidrólise ao processo convencional, o percentual de lignina

apresentado na composição do bagaço, cerca de 23%, indica uma oportunidade de aproveitamento

da lignina residual como combustível suplementar na geração de energia para suprir a demanda

energética extra do processo de hidrólise. No entanto, estudos mais detalhados da combustão da

lignina ainda são necessários, pois as condições do vapor necessários nos processos de primeira e

segunda geração são diferentes. A análise estrutural do sorgo biomassa não foi realizada nesse

trabalho.

Análise Imediata e Poder calorífico

Os resultados de análise imediata e poder calorífico realizado nesse trabalho foram

comparados com os dados existentes na literatura. A Tabela 4.2 apresenta resultados realizado nesse

trabalho e de outro trabalhos disponíveis na literatura.

Tabela 4.2. Resultados de diferentes análises imediatas do bagaço e da palha de cana obtidos neste trabalho e em outros estudos.

BiomassaCarbono Fixo

(daf1)Voláteis (daf1) Cinzas (b.s)

Poder Calorificosuperior (daf1)

MJ/kgReferência

Palha de cana 10,9 89,05 7,5 17,08 Este trabalhoBagaço de cana 6,93 90,03 2,93 17,72 Este trabalhoBagaço de cana 12,94 87,06 n/a 19,24 Rein (2007)Bagaço de cana 13,54 86,45 4,00 19,69 Camargo et al. (1990)Bagaço de cana 12,37 87,62 2,44 19,46 Jenkins et al. (1998)Bagaço de cana 9,48 90,50 2,00 19,08 Filippis, (2004)Bagaço de cana 12,73 87,26 3,40 18,84 Nassar et al. (1996)Bagaço de cana 8,65 91,34 2,93 16,90 Resende, (2003)1dry ash free.

Os resultados obtidos para o bagaço de cana indicam pouca dispersão de valores em relação aos

valores encontrados na literatura por outros autores, sendo possível utilizar-se de um valor médio

generalizado para composição do bagaço livre de umidade e cinzas (dry ash free).

As análises de cinzas e poder calorífico das amostras de palha de cana divida em folhas

secas, palha coletada do solo e de sorgo biomassa que foram realizadas nesse trabalho estão

apresentadas na tabela 4.3.

Tabela 4.3. Resultados das análises de cinzas das amostras de palha de cana e de sorgo biomassa.

Biomassa Cinzas (b.s)Poder Calorifico superior (daf1)

MJ/kgPalha misturada 10,36 17,46

Folhas secas 6,08 17,03Sorgo biomassa 6,21 17,59

64

No caso da amostra de palha coletada do solo sendo folhas e pontas misturadas o resultado

indica um maior teor de cinzas, em relação as amostras de palha folhas secas sem contato com o

solo. No caso do sorgo biomassa as amostras apresentaram um teor de cinzas próximo das folhas

secas, as amostras foram obtidas a partir da colheita com colhedora de cana.

Análise Elementar

Os resultados da análise elementar CHNS da palha, bagaço de cana e sorgo biomassa, estão

apresentadas na Tabela 4.4. O teor de carbono, hidrogênio e oxigênio que compõem a estrutura das

biomassas não apresentam variação, pois os elementos representam o material orgânico comum na

composição das biomassas, compostas de celulose, hemicelulose e lignina.

Tabela 4.4. Análise elementar do bagaço e palha de cana (%).

Componentes Bagaço Folhas secas Palha misturada Sorgo biomassaCarbono 42,6 43,1 40,8 42,0

Hidrogênio 5,92 6,2 6,2 6,5

Oxigênio 50,9 50,22 51,52 50,4

Nitrogênio 0,63 0,35 1,1 1,0

Enxofre 0,12 0,05 0,087 0,06

Cloro 0,03 0,072 0,291 0,581

Os resultados obtidos indicam uma discreta variação no teor de enxofre (S), entre as amostras

de folhas secas e de sorgo biomassa, com destaque para um maior índice apresentado para a palha

misturada do solo.

Os resultados obtidos indicam um elevado teor de cloro no sorgo biomassa e na palha

misturada em relação ao teor apresentado pelas folhas secas de palha, sendo observado um índice

75% superior na palha misturada e 87,6% superior no sorgo em relação as folhas secas.

4.2 Resultados da análise termogravimétricas

Os resultados das análises termogravimétricas das amostras de bagaço, palha de cana e sorgo

biomassa são apresentados nas Figuras 4.1, 4.2, 4.3 e 4.4, através das curvas (TGA) e das curvas

diferenciais (DTG). As curvas geradas pelas análises de cada amostra de biomassa, são construídas

a partir dos dados de degradação do material em função do aumento da temperatura, em meio

oxidante (ar sintético) e meio inerte (nitrogênio). Através das curvas TGA indica uma perda de

massa constante, com etapa de retirada de umidade, seguida da devolatilização ou perda dos

65

voláteis, na sequência, em meio oxidante, ocorre a queima do carbono fixo resultando como resíduo

apenas a cinzas. Em meio inerte não ocorre a degradação do carbono. As curvas diferenciais (DTG)

da análise TGA identificam o início e fim de cada etapa de degradação do material.

Através da análise das curvas TGA e diferenciais DTG do bagaço de cana pode ser verificado

que o início e fim da devolatilização está entre 200°C e 390°C com taxa de aquecimento de 10 K

min-1 e atmosfera inerte (argônio). Na análise das curvas obtidas para a palha separada em folhas

secas observa-se uma acentuada perda de massa a partir de 250°C até 420°C. Conforme se pode

verificar nas curvas de DTG obtidas para o bagaço de cana são observados dois picos de

devolatilização nas temperaturas de 290 ºC e 340 ºC, e para a palha de cana picos em 320°C e 380

ºC, atribuídas à decomposição da hemicelulose e celulose, respectivamente. Estes resultados são

semelhantes aos obtidos por Ounas et al. (2011), Mothé e Miranda (2009) e por Santos et al.

(2012).

A Figura 4.1 apresenta as curvas TGA e DTG da análise realizada para o bagaço de cana.

66

A Figura 4.2 apresenta as curvas TGA e DTG da análise realizada para as folhas secas de

cana coletadas diretamente da planta.

Figura 4.1. Análise termogravimétrica do bagaço de cana em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min.

67

A temperatura de ignição de biomassas pode ser identificada pela comparação entre as

curvas TGA em atmosfera inerte e oxidante, quando ocorre o distanciamento das curvas diferenciais

de perda de massa conforme os métodos propostos por Tognotti et al. (1985) e Grotkjaer et al.

(2003). No entanto, somente é possível distinguir o início da combustão do carbono fixo nas curvas

DTG, por volta de 400 ºC, tanto para a palha como para o bagaço. As curvas DTG em atmosfera

oxidante apresentam uma maior taxa de perda de massa já a partir do início da devolatilização, o

que se supõe que a ignição dos voláteis já se inicia imediatamente após a produção destes, seja para

o bagaço como para a palha de cana. A análise termogravimétrica das amostras de palha misturada

obtida do solo e da amostra de sorgo biomassa, são apresentadas nas Figuras 4.3 e 4.4.

Figura 4.2.Análise termogravimétrica das folhas secas de cana em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min.

68

A curva diferencial da análise TGA da amostra de palha misturada indica uma acentuada perda

de massa a partir de 250°C caracterizando o início da devolatilização indicando que a ignição dos

voláteis ocorre a partir desse ponto, com finalização em torno de 400°C. No entanto, as curvas DTG

para a palha misturada não apresentam dois picos definidos de devolatilização como o bagaço e as

folhas secas, apresentando apenas um pico definido em torno de 350°C. O início da degradação do

carbono fixo pode ser identificado acima de 400°C.

Figura 4.3. Análise termogravimétrica da palha de cana misturada no solo em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min.

69

As curvas resultantes da análise termogravimétrica do sorgo biomassa que são apresentadas

na Figura 4.4 indicam uma perda de massa em torno de 250°C, quando ocorre um visível

distanciamento entre as curvas em atmosfera inerte e oxidante, configurando a ignição do material

volátil da amostra, encerrando em torno de 400°C. Pode ser identificado a partir da curva dTG o

início da degradação do carbono fixo a partir de 400°C.

Figura 4.4 Análise termogravimétrica do sorgo biomassa em atmosfera inerte e oxidante com taxa de aquecimento de 10 K/min.

70

4.3 Resultados de análises das cinzas de palha de cana, sorgo biomassa e bagaço de cana

A Tabela 4.5 apresenta os resultados das análises da composição das cinzas da palha de cana,

bagaço e sorgo biomassa, realizadas neste trabalho.

Tabela 4.5. Análise elementar da palha de cana e do bagaço e comparativo com outros autores.

(%) Óxidos BagaçoPalha – Folhas

secasPalha misturada Sorgo biomassa1

SiO2 43,01 73,0 38,0 17,8

Al2O3 7,0 1,2 8,3 1,3

Fe2O3 5,23 0,8 2,7 0,6

Ti3O2 1,56 0,0 0,5 0,0

P2O5 5,82 1,0 5,5 8,9CaO 12,7 0,83 8,1 4,9MgO 6,70 4,22 4,6 5,5

Na2O 0,20 0,0 0,0 1,3

K2O 14,1 2,8 20,3 40,4

SO3 1,68 2,6 8,2 3,1

MnO2 0,53 0,5 0,0 1,0Cloro 0,03 0,5 3,8 14,4Outros 1,35 0,6 - 0,8Total 100,0 100,0 100,0 100,0

Cinzas 2,93 6,08 10,36 6,211análise – Lnano

As amostras de palha de cana, coletadas diretamente do solo apresentaram um alto teor de

cinzas em comparação ao bagaço de cana e as análises da composição das cinzas indicaram altos

índices de componentes, como o potássio (K2O), e alto teor de cloro que favorecem a formação dos

depósitos de cinzas fundidas em superfícies de transferência de calor, devido sua influência no

índice de fusibilidade das cinzas. Para as análises das cinzas das amostras de folhas secas da cana

foram encontrados índices de enxofre (S) e potássio (K) muito inferiores aos índices encontrados

nas amostras de palha misturada coletada no solo.

O teor de cinzas contido nas amostras de sorgo biomassa foi similar ao encontrado nas

amostras de folhas secas de cana, em torno de 6,2% indicando aproximadamente o dobro do teor de

cinzas encontrado no bagaço de cana. A análise da composição elementar das cinzas, também,

indicou teores de potássio e de cloro muito elevados, com o dobro do teor de potássio encontrado na

palha de cana, e ainda um índice de cloro cerca de cinco vezes superior.

O comportamento da temperatura de fusão é determinado pelas propriedades e composição

das cinzas, e para a previsão da fusibilidade das cinzas são utilizadas algumas correlações entre a

composição química das cinzas do combustível, baseada na análise de componentes básicos e

71

ácidos encontrados nas cinzas na forma de óxidos e a temperatura de fusão das cinzas.

4.4 .Índices de fusibilidade das cinzas e índices de álcalis

O índice de componentes inorgânicos presentes na composição do combustível se apresenta

como um dos principais responsáveis pela formação dos depósitos de cinzas fundidas em

superfícies de transferência de calor, devido sua influência no índice de fusibilidade das cinzas.

Os estudos sobre a influência dos componentes minerais na fusibilidade das cinzas indicam

uma relação entre a temperatura de fusão das cinzas e a distribuição proporcional entre os

constituintes básicos e ácidos. Até anos 1980, muitos pesquisadores investigaram a fusibilidade das

cinzas com base na análise de determinados óxidos presentes nas cinzas, entre eles; SiO2, Al2O3,

TiO2, Fe2O3, CaO, MgO, Na2O e K2O. Desde então, várias correlações que associam a química

das cinzas com a temperatura de fusão das mesmas foram definidas, a fim de melhorar a

confiabilidade de previsão da temperatura de fusão (Bryers, 1995).

A previsão do processo de formação de depósitos ainda produz certa imprecisão, porém é

definido que os componentes básicos (B) influenciam na redução da temperatura de fusão, enquanto

os componentes ácidos (A) promovem o seu aumento (Pronobis, 2005).

Algumas correlações para a previsão da fusibilidade das cinzas foram propostas entre

temperatura de fusão e composição química padronizada. Frequentemente emprega-se uma simples

relação entre componentes (B/A), considerando a porcentagem dos óxidos básicos e ácidos

constituintes das cinzas. A razão foi proposta por Pronobis, (2005) para combustíveis fósseis com

baixo teor de fósforo, pode ser calculada a partir da expressão (I):

(I)

Foram desenvolvidas correlações entre temperatura hemisférica e temperatura de fluidez e

R(B/A), para mais de 180 tipos de carvão mineral (Ots e Zelkowski, 2000). Três faixas de valores

foram determinadas:

1. Para R(B/A) < 0,75, até o menor R(B/A), a temperatura hemisférica e de fluidez são maiores e,

em consequência, o risco de formação de escória diminui muito; para R(B/A) > 0,15 ambas as

temperaturas excedem 1600°C.

2. Para R(B/A) = 0,75, ocorrem os menores níveis da temperatura hemisférica e de fluidez

(abaixo de 1200°C), aumentando o risco de formação de escória.

R(B / A)=(Fe2 O3+CaO+MgO+Na2 O+K 2O)

SiO2+ Al2O+TiO2

72

3. Para 0,75 < R(B/A) < 2,0, as temperaturas hemisféricas e de fluidez crescem com os valores de

R(B/A).

4. Para R(B/A) > 2,0, a dependência não pode ser definida.

Portanto, para valores de R(B/A) < 0,75 os riscos de formação de depósitos devido às cinzas

são menores, enquanto para valores de R(B/A) > 0,75 ocorre um aumento da probabilidade de

formação de depósitos, indicando que a maior concentração de componentes ácidos aumenta os

riscos de formação de depósitos de cinzas fundidas.

Os riscos de formação de escória e de incrustações levaram ao desenvolvimento de

indicadores em função da composição dos combustíveis, principalmente em função do teor de

alguns componentes inorgânicos. Os índices apresentados na literatura foram desenvolvidos para

carvão mineral e têm sido empregados com razoável precisão para a análise da combustão da

biomassa (Carvalho, 2011).

Um índice que tem sido empregado com frequência na avaliação de biomassas é o Índice de

álcalis, que é utilizado como indicador da formação de escórias e incrustações (Jenkins et al. 1998).

Os autores comentam que em função do índice e da escala não ter sido definida especificamente

para as biomassas, o índice de álcalis deve ser interpretado como um indicador de tendências, e não

como um resultado absoluto.

O índice de álcalis expressa a quantidade de óxidos alcalinos no combustível, por unidade de

energia (kg de álcalis/ GJ), sendo definido pela seguinte equação:

(II) I . A=(Y a)×(Y K 2O +Y Na 2O )

HHV

Onde Ya representa a fração em massa de cinzas no combustível, YK2O e YNa2O as frações em

massa de K2O e Na2O presentes nas cinzas e HHV é o poder calorífico superior do combustível. De

acordo com Miles et al. (1995) é sugerido que acima de 0,17 kg de álcalis/GJ a formação de

incrustação é provável, e que acima de 0,34 kg de álcalis/GJ do combustível, a formação de

incrustações é praticamente certa.

Com objetivo de aumentar as informações sobre a tendência de formação de incrustações

quando da combustão da palha da cana, foram realizados neste trabalho cálculos de índices de

álcalis, para as composições de palha de cana. Os resultados dos indicadores de fusibilidade

calculados para diferentes composições de cinzas de bagaço de cana, estão apresentados na Tabela

4.6 como comparativo da tendência de formação de depósitos nas superfícies de troca térmica dos

geradores de vapor. Os resultados referentes à palha de cana, separada em folhas secas e palha na

73

forma integral retirada do solo e também o sorgo biomassa, são apresentados na Tabela 4.7.

Tabela 4.6. Índices de probabilidade de formação de incrustações calculados para o bagaço de cana de acordo com as análises de cinzas.

ParâmetrosRein,

(2007)Camargo,

1990Jenkins etal., (1998)

Turn et al.,(1997)

Gabra etal., (2001)

Manyà andArauzo,(2008)

Bagaço(este

trabalho)R(b/a) 0,24 0,66 0,38 0,44 0,24 0,40 0,87

Probabilidade deformação de

depósitosBaixo Baixo Baixo Baixo Baixo Baixo Alta

I.A 0,06 0,47 0,012 0,054 0,22 0,40 0,24Probabilidade de

formação dedepósitos

Baixa Alta Baixa Baixa Provável Alta Provável

O índice R(B/A) calculado para a amostra de bagaço de cana, apresentou divergência em

relação à tendência apresentada pelas amostras analisadas por outros autores, indicando que amostra

analisada nesse trabalho apresenta tendência alta de formação de depósitos, enquanto as demais

amostras apresentaram baixa tendência de formação, ou seja, com índice R(b/a) > 0,75. O índice de

álcalis calculado para o bagaço de cana indicou muita divergência na comparação entre os

resultados. No caso da amostra de bagaço analisada nesse trabalho foi obtido um valor de 0,24 kg

G-1 indicando provável formação de depósitos. No entanto, para a maioria das composições

apresentadas na Tabela 2.8, foi identificada baixa tendência.

Tabela 4.7. Índices de probabilidade de formação de incrustações calculados de acordo com as análises de cinzas

Índices e

probabilidadePalha misturada

Palha – folhas

secasSorgo biomassa Bagaço de cana

R(b/a) 0,76 0,27 2,89 0,87Probabilidade Alta Baixa Indefinida Alta

I.A 1,20 0,07 1,44 0,24Probabilidade Alta Baixa Alta Baixa

Os resultados indicam que tanto as folhas secas como o bagaço de cana, apresentam de

acordo o indicador I.A, uma baixa tendência de formação de depósitos, porém para o índice R (B/A) o

bagaço apresentou um alto risco de formação de depósitos em função do valor estar acima de 0,75.

No entanto, a amostra de palha misturada retirada do solo, apresentou uma alta probabilidade de

formação de depósitos para ambos os índices. Para o sorgo biomassa a probabilidade de formação

de incrustações e depósitos não pode ser definida pelo índice R(B/A), no entanto para o índice de

álcalis a formação de depósitos é indicada como provável.

74

A Tabela 4.8 apresenta os resultados de estudos realizados por Camargo et al., (1990) para

uma análise da temperatura de amolecimento de cinzas de bagaço de cana. Pode ser visto que a

partir do qual foram tiradas destes dados, cinza de bagaço começa a amolecer a temperaturas

inferiores a 1000 ºC. Como esta é a temperatura típica dos gases que saem de câmaras de

combustão em caldeiras de bagaço, podem ser esperados incrustações nas superfícies de

transferência de calor de caldeiras. De fato, os geradores de vapor bagaço frequentemente usam

dispositivos de limpeza conhecidos como sopradores de fuligem.

Tabela 4.8. Resultados das temperaturas de amolecimento das cinzas do bagaço de cana em (°C)

Atmosfera Temperatura inicial Temperatura finalInerte 915 1130

Oxidante 960 12351(Camargo et al., 1990)

Nas investigações em caldeiras que geram vapor a partir de biomassas, foi observado índices

de corrosão insignificante nos tubos dos superaquecedores existentes, quando a temperatura do

vapor é inferior a 450 ºC. Acima desta temperatura os índices de corrosão aumentam tornando-se

severos quando vapor é gerado acima de 520 ºC (Michelsen et al., 1998).

75

5 ANÁLISE DO ANÁLISE DO CONSUMO E GERAÇÃO DEENERGIA EM UMA PLANTA TÍPICA DE PRODUÇÃO DE ETANOL

A análise do consumo e geração de energia foi feita a partir dos dados obtidos em visitas à

cinco usinas de produção de etanol a partir da cana-de-açúcar. A partir desses dados foi realizada a

identificação das demandas de vapor em um processo típico de produção de etanol através do

balanço dos fluxos de massa e energia para uma usina de capacidade média de 500 t cana h-1.

Uma estimativa da energia consumida para produção de trabalho mecânico foi feita a partir

de índices de trabalho específico requerido para o acionamento de moendas, preparo de cana, turbo

bombas e turbo gerador. Foi considerado também as eficiências de conversão, as eficiências

isentrópicas das turbinas e eficiências mecânicas de transmissão.

As caldeiras operam exclusivamente a partir da queima do bagaço de cana, o ciclo Rankine

tradicional das usinas usa turbinas a vapor de contrapressão, garantindo apenas a autossuficiência

elétrica. As turbinas de contrapressão são usadas no acionamento de moendas e no preparo de cana,

e acionamento do gerador elétrico. A demanda de vapor do processo é suprida pelo vapor de escape

das turbinas que expandem o vapor gerado vapor.

5.1. Processo típico de produção de etanol e consumo de energia

O processo industrial de produção de etanol é divido em diversas etapas, envolvendo desde

a limpeza da cana até o processo de destilação e obtenção do etanol. As seguintes etapas e

operações envolvidas na linha de produção de etanol foram consideradas neste trabalho, bem como

o ciclo térmico tradicional.

- Preparação e moagem de cana para extração do caldo;

- Preparação do caldo para o processo de fermentação;

- Destilação do vinho produzido durante a fermentação;

Esses processos podem variar de acordo com os equipamentos utilizados e a integração

energética entre as etapas.

Preparação e moagem da cana

Inicialmente após a recepção e lavagem, a cana é transportada em esteiras para o preparo

onde a cana é desintegrada para facilitar a extração do caldo por moendas e difusores. Esse processo

76

é realizado por um conjunto de picadores e martelos rotativos que cortam e desfibram os colmos da

cana-de-açúcar, geralmente são acionados por turbinas a vapor ou motores elétricos.

O preparo de cana é o processo de cominuição do tamanho dos colmos da cana-de-açúcar,

em pedaços de tamanho adequado para a alimentação das moendas, e para o subsequente processo

de extração do caldo da cana-de-açúcar (Rein, 2007). A eficiência da extração do caldo tem uma

significativa dependência do preparo que é dado à cana, devido à função de adensamento da massa

de cana que é encaminhada para as moendas, e ainda promover a ruptura e abertura das células que

contém sacarose para melhor extração do caldo.

O processo de extração do caldo da cana pode utilizar duas técnicas diferentes: a extração

por moagem ou a extração por difusão. Ambos os processos dão origem ao bagaço de cana com

características ligeiramente diferentes.

O processo de moagem da cana-de-açúcar separa a sacarose contida no suco, que é extraída

através da compressão da parte fibrosa (colmos). A extração é mensurada por uma taxa percentual

entre a sacarose contida na cana e a sacarose extraída. Para aumentar a extração de sacarose realiza-

se a adição de água à cana durante o processo de moagem. Esse processo é chamado de embebição,

uma vez que o bagaço, ao sair dos ternos de moenda, ainda retém uma quantidade de caldo por

capilaridade, ou ainda, em células não esmagadas (Camargo et al. 1990).

A extração por difusão é o processo onde as células são rompidas em solução a alta

temperatura, com diferentes concentrações, separadas por uma membrana permeável da célula se

misturam e adquirem a mesma concentração, ao longo de um tempo. O processo de difusão nas

usinas de açúcar e álcool é realizado por difusores de percolação de cana, processo em que a água e

o caldo quente são recirculados em sentido contrário ao movimento da cana já preparada

(desfibrada). Existem vários tipos de difusores de percolação, nos formatos em “U” anulares ou

mesmo inclinados, mas os mais usados são os de colchão horizontal, formado por um túnel aberto

nas extremidades. O fundo é feito por chapas perfuradas onde o leito feito de cana desfibrada é

arrastada por meio de uma esteira no sentido contrário ao meio difusor (água e caldo diluído) (Rein,

2007).

Preparação do caldo para o processo de fermentação

O tratamento do caldo misto é a etapa posterior a extração do caldo e prévia ao processo de

produção. O tratamento consiste de algumas etapas, que visa o peneiramento, aquecimento e

decantação de impurezas. O peneiramento é realizado em peneiras rotativas, para remoção de

material em suspensão como areia e partículas maiores.

77

O aquecimento do caldo ocorre em aquecedores primários e secundários que utilizam vapor

de baixa pressão do processo e das turbinas de contrapressão. O caldo misto proveniente da

extração com temperatura em torno de 40 °C é aquecido até atingir 105 °C e enviado para

decantação. A decantação é o processo de remoção de impurezas por floculação e sedimentação nos

decantadores.

Pré-evaporação do caldo

A pré-evaporação consiste na primeira etapa de concentração do caldo misto vindo do

tratamento de caldo. Devido ao grau de dissolução realizado na extração de caldo, esse caldo chega

com baixa concentração em torno de 14 a 17°Brix, assim a remoção de água no processo é o

principal objetivo da etapa de pre-evaporação. A concentração do caldo na etapa de evaporação visa

atingir uma solução com concentração em torno de 60 °Brix.

Os sistemas de evaporação de múltiplos efeitos são os mais utilizados nas usinas do setor

sucroalcooleiro, onde o vapor e o caldo são alimentados no pré-evaporador e seguem em correntes

paralelas até o último efeito da evaporação. Em geral o sistema é composto por cinco efeitos, o

primeiro efeito denominado pré-evaporador tem o dobro de área de troca de calor dos demais

efeitos.

O pŕe-evaporador é alimentado por vapor de escape das turbinas a 1,5 bar. A evaporação da

água em excesso no caldo no pré-evaporador, produz vapor conhecido como vapor vegetal de

primeiro efeito, que alimenta os estágios seguintes de evaporação.

Fermentação

A fermentação é um processo biológico que transforma o açúcar contido no caldo em etanol,

dióxido de carbono e outros compostos remanescentes, este último porém em concentrações muito

baixas. Este processo pode ser feito em fermentadores contínuos ou em batelada. A fermentação é

feita em temperaturas próximas da temperatura ambiente e a geração de calor devido à fermentação

exige um sistema de resfriamento do caldo durante o processo. Portanto, não há demanda de energia

térmica nesta etapa de produção.

Destilação

A destilação separa o etanol produzido do caldo fermentado. Nesta fase pode ser produzido

78

o etanol hidratado (96 ºGL) ou o etanol anidro (99 ºGL). A produção de etanol hidratado é feita

normalmente em duas etapas de destilação. Devido às propriedades azeotrópicas da mistura água-

etanol, a produção de etanol anidro exige uma etapa adicional. O suprimento de energia na

destilação é feita por vapor de escape, sendo eventualmente complementado por vapor vegetal de

primeiro efeito, se disponível, ou vapor de média pressão (10 bar), quando necessário.

5.2. Fluxograma do processo de produção de etanol

As etapas de uma linha de produção de etanol foram detalhadas e indicadas no diagrama da

Figura 5.1. O diagrama permite identificar as correntes dos produtos em cada operação do processo,

e as demandas de energia térmica equivalente, como também o vapor produzido no ciclo de

cogeração das usinas.

79

Os índices adotados de A à K apresentados em cada trecho do fluxograma representam os

fluxos dos produtos e as condições de entrada em cada etapa do processo produtivo, e a numeração

de 1 à 10 indicam o consumo específico de vapor, com informações de temperatura, pressão e fluxo

nas etapas do processo. Os índices são apresentados na Tabela 5.1.

Figura 5.1. Fluxograma do sistema de cogeração de energia de uma usina típica com produção exclusiva de etanol de cana-de-açúcar

80

Tabela 5.1. Propriedades dos fluxos de produtos em cada etapa do processo e parâmetros de consumo de vapor são indicados no fluxograma de uma unidade típica.

Identificação Fluxo de Processo Taxa de fluxo -[kg/tc]

Temperatura[ºC]

Pressão [bar] Concentração

A Caldo misto 959 42,0 - 14,01

B Caldo misto 959 72,2 - 14,01

C Caldo misto 959 105,0 - 14,01

D Caldo clarificado 895 96,0 - 14,01

E Caldo Pre-evaporado 675 115,0 - 18,51

F Caldo Pre-evaporado 675 72,2 - 18,51

G Mosto 675 32,0 - 18,51

H Vinho 734 - - 8,32

I Etanol 63.2 - - 99,02

J Bagaço 250 - - -K Excedente de bagaço 27,6 - - -1 Vapor de alta pressão 480 320 22 -2 Vapor de alta pressão 280 320 22 -3 Vapor de alta pressão 161,4 320 22 -4 Vapor de alta pressão 38,9 320 22 -5 Vapor de escape 245,3 130 2,5 -6 Vapor de escape 90,4 130 2,5 -7 Vapor de escape 144,6 130 2,5 -8 Vapor vegetal 218,4 115 1,0 -9 Vapor vegetal 162,8 115 1,0 -

10 Vapor vegetal 55,6 115 1,0 -1 kg sacarose/kg caldo de cana.2 kg etanol/kg caldo de cana.

Os índices apresentados na Tabela 5.1 foram definidos a partir das correntes de entrada nas

etapas do processo e do balanço de energia de uma usina típica, permitindo obter as condições de

concentração requeridas para os produtos e obter as demandas de vapor, por tonelada de cana

processada.

No diagrama da Figura 5.1 o ponto A indica o fluxo de caldo extraído na moagem de cana, o

fluxo segue para o processo de aquecimento no regenerador e logo após passa por um trocador de

calor no ponto B, na sequência o caldo aquecido é encaminhado para decantação e remoção de

impurezas no ponto C, normalmente com auxílio de adição de cal. O caldo então é encaminhado ao

processo de evaporação, ponto D, para elevar a concentração. Após a evaporação o caldo não está

na condição ideal para ser encaminhado ao processo de fermentação, devido a alta temperatura,

assim para um melhor aproveitamento da energia o caldo pré-evaporado retorna ao regenerador em

E para ser resfriado e aquecer o caldo misto extraído nas moendas. Após o regenerador no ponto F o

caldo tem sua concentração ajustada, e é resfriado até atingir a condição conhecida como mosto,

adequada para ser enviado para a fermentação em G. Na sequência após a fermentação do mosto é

obtido um vinho com determinado teor alcoólico que é enviado para destilação em H e produção de

etanol.

81

Em 1 o vapor de alta pressão produzido é distribuído para as turbinas de acionamento e de

gerador elétrico. As indicações 2, 3 e 4, representam respectivamente o consumo de vapor na

moagem de cana, no acionamento do gerador elétrico e no bombeamento.

O vapor produzido na expansão das turbinas de contrapressão, vapor de escape, é distribuído

para as etapas consumidoras no processo de produção de etanol. A etapa 5 representa o vapor de

expansão fornecido para o aquecimento do caldo na pré-evaporação, a etapa 6 representa vapor

fornecido a destilação, a etapa 7 indica o excesso de vapor descartado devido ser considerada

apenas uma unidade de produção de etanol.

Nas usinas típicas parte da demanda de energia térmica nas etapas de aquecimento e

destilação é fornecida por vapor gerado na evaporação da água do caldo na etapa de pré-

evaporação, conhecido como vapor vegetal.

Na etapa 8 o vapor vegetal produzido é fornecido ao aquecimento de caldo nos aquecedores

e na etapa 9 parte do vapor vegetal gerado é fornecido para a destilação. Os valores de consumo de

energia apresentados neste trabalho estão relacionados com a produção de etanol hidratado.

5.3. Ciclo térmico a vapor típico

Os ciclos térmicos típicos de cogeração nas usinas sucroalcooleiras são em sua maioria

sistemas simples e de baixa capacidade de geração de excedentes de eletricidade. As caldeiras

operam exclusivamente a partir da queima do bagaço de cana, com eficiência térmica em torno de

80% em relação a energia disponível no combustível (bagaço de cana) (Empral, 2003). As usinas

convencionais de produção de etanol produzem energia segundo um ciclo Rankine que utiliza

turbinas a vapor de contrapressão operando em pressões médias de 22 bar e 320 °C, (São Paulo,

2001), garantindo a demanda térmica do processo e a autossuficiência elétrica das operações. As

turbinas de contrapressão são usadas tradicionalmente no acionamento de moendas, no preparo de

cana, no bombeamento e ainda no acionamento do gerador elétrico. A demanda de vapor do

processo é suprida pelo vapor de escape das turbinas que expandem o vapor gerado até uma pressão

de 2,5 bar (Ensinas, 2007).

Os sistemas de cogeração das usinas convencionais priorizam a produção de energia elétrica

para manter o funcionamento da planta, com modesta sobra de energia para comercialização

externa. O índice de consumo das usinas típicas é da ordem de 12,5 kWh por tonelada de cana

(Ensinas, 2007).

Um esquema do sistema de cogeração tradicional e os equipamentos que representam o

82

processo produtivo são indicados no diagrama da Figura 5.2. Simplificadamente é um sistema no

qual a geração de vapor ocorre em um único nível de pressão e vapor é expandido em turbinas de

contrapressão, que acionam, o sistema de moendas, turbo-bombas e o gerador elétrico. O ciclo

térmico foi esquematizado com o auxílio do software Cycle-Tempo.

5.4. Caracterização e simulação do sistema de cogeração

No caso da simulação de uma usina convencional de produção de etanol, foi considerado

que a geração de eletricidade deve atender um patamar mínimo para garantir a autossuficiência no

consumo elétrico da planta. Um resumo dos parâmetros usuais em usinas convencionais de

produção de etanol são apresentados na Tabela 5.2. (São Paulo, 2001).

Tabela 5.2. Parâmetros operacionais médios em usinas típicas.

Parâmetros Ciclo convencionalTemperatura vapor gerado 320 [C]Pressão vapor 22 [bar]Eficiência da caldeira 85 [%]Eficiência Turbina contrapressão 80 [%]Pressão do vapor de extração 2,5 [bar]Eficiência do sistema de bombeamento 75 [%]

Os índices de eficiências considerados na Tabela 5.2 são usualmente encontrados na

literatura e a demanda de vapor no processo são referentes às usinas típicas que produzem etanol e

açúcar simultaneamente.

O índice de consumo de vapor de processo de uma unidade típica ainda é considerado

elevado devido principalmente a perdas e oportunidades de melhorias na eficiência de algumas

etapas do processo. A maior parte da demanda térmica é suprida por vapor expandido nas turbinas

de contrapressão e parte complementadas por vapor vegetal. A capacidade média de moagem da

usina típica considerada foi de 500 toneladas de cana por hora, com índice médio de fibra de 12,5%

produzindo um total de 250 kg de bagaço por tonelada de cana, com umidade média de 50%.

5.5. Procedimento de simulação

O software Cycle-Tempo é um simulador para ciclos térmicos utilizado para definição de

parâmetros operacionais e configurações de plantas industriais. O software Cycle-Tempo foi

desenvolvido e disponibilizado aos centros de pesquisa, sem custos, pela TU Delft – Delft

University of Technology.

83

As simulações dos sistemas de cogeração foram feitas com auxílio do software Cycle-

Tempo que possui recursos para modelagem termodinâmica e otimização de sistemas térmicos e de

refrigeração. O software permite a definição de diferentes configurações, através da interligação de

diferentes componentes.

No ambiente de modelagem do simulador, diversos componentes e equipamentos estão

disponíveis, as condições e os dados de entrada devem ser especificados pelo usuário, tais como

pressão e temperatura do vapor gerado, pressão de vapor de escape da turbina, etc. Outros

parâmetros são definidos quando da escolha do procedimento de cálculo em alguns equipamentos,

como níveis de eficiência, perdas de carga e perdas térmicas. Contudo, alguns parâmetros são

impostos automaticamente a partir da definição da interconexão entre equipamentos.

No sistema de cogeração convencional modelado apresentado na Figura 5.2, a geração de

vapor ocorre em um único nível de pressão e vapor é expandido em turbinas de contrapressão,

utilizadas no acionamento da moagem, bombeamento e do gerador elétrico. O vapor de escape das

turbinas é usado no atendimento da demanda de vapor de processo.

Os resultados do simulador são apresentados em abas individuais por equipamento e

também em gráficos, tabelas ou visualizados diretamente nas mensagens de saída no próprio

diagrama de representação do sistema térmico. As janelas de mensagens de saída indicam as

ocorrências durante as iterações e se os cálculos foram concluídos com sucesso. Os resultados

exibidos no diagrama são visualizados na forma de um quadrante contendo no máximo quatro

variáveis, escolhidas de acordo com especificação do usuário.

84

Nota: Componentes do sistema (1) – Gerador de vapor; (2, 9 e 11) – Turbinas contrapressão; (3) – Processo

industrial; (4) – Desaerador; (5, 15 e 16) – Sistema de Bombeamento; (8, 18) – Válvula de expansão; (10) –

Descarte de vapor excedente; (12) – Recuperação de condensado; (13) – Perdas de condensado; (14) – Água de

reposição.

5.6. Configuração do ciclo a vapor de uma usina típica

Na configuração do ciclo convencional analisado os dados de eficiência e potência foram

atribuídos a cada componente do fluxograma, de acordo com a condição e procedimento de calculo

Figura 5.2. Fluxograma da configuração de um sistema de cogeração tradicional no Cyclo-Tempo.

21212020

19191818

1717 1616

1515

1414

1313

1212

1111

1010

99

88

77

66

55

44

33

22

11

18

17

16

15 14

1312

11

10

9

8

7

6

54

3

2

1

85

do simulador. A eficiência térmica assumida foi 85% em relação a energia disponível no bagaço. A

configuração considera a geração de vapor superaquecido para expansão em turbinas de contra

pressão até a temperatura de 2,5 bar para suprir a demanda de vapor do processo. As turbinas 2, 9 e

11, são respectivamente utilizadas para o acionamento do gerador elétrico, moendas e preparo de

cana e bombeamento de água de alimentação da caldeira.

A corrente de vapor a pressão de 2,5 bar é direcionada ao componente 6 na condição de

superaquecido, resultando em uma corrente na entrada do processo com temperatura de 140 °C. No

componente 7 a corrente é dividida onde parte é desviado para o aquecimento no desaerador,

componente 4, e parte destinado a suprir a demanda de processo produtivo.

O processo produtivo é representado pelo componente 3, foi especificada uma extração de

46,7 kg/s para a atender a demanda de 335,7 kg t-1 cana obtido como resultado do balanço de

energia, considerando uma unidade industrial convencional com moagem média de 500 toneladas

de cana por hora.

O gerador de vapor 1 opera a partir da queima do bagaço de cana, utilizando cerca de 85%

do bagaço total produzido, e alimentação de água ocorre a partir das bombas de alimentação 5. A

turbina de contrapressão 2 aciona o gerador elétrico e expande vapor gerador em 1 até uma pressão

de 2,5 bar que é destinado ao processo produtivo. O componente 9 representa o sistema de turbinas

de acionamento do preparo de cana e das moendas, o componente 11 representa o sistema de

bombeamento acionados por turbinas de contra pressão que expandem vapor até a pressão de 2,5

bar, que é aproveitado no processo produtivo. O processo de produção de etanol é indicado pelo

item 3 e está representado de forma simplificada por um único componente. O componente 10

representa o excesso de vapor descartado. Parte do vapor condensado é recuperado em 12 e enviado

ao desaerador representado no diagrama pelo componente 4. No desaerador as correntes de

condensado e água de reposição se misturam com uma parte do vapor extraído das turbinas, para

alimentação da caldeira.

Foi considerado que 80% do vapor condensado no processo é recuperado e retorna ao ciclo

com temperatura de 90°C, para ser aproveitado na alimentação do gerador de vapor. Sendo

considerado a reposição das perdas, cerca de 20% da demanda de vapor de processo, pelo

bombeamento de água (de make-up) à 20°C.

5.7. Resultados do consumo de energia em uma usina típica

O levantamento do balanço térmico em cada etapa do processo produtivo de uma planta

típica realizado nesse trabalho permitiram obter os resultados dos consumos específicos e das

86

demandas equivalentes de vapor em cada etapa.

Na Tabela 5.3 são apresentados valores de produtividade, umidade e resultados das análises

do poder calorífico da palha e do bagaço realizadas neste trabalho.

Tabela 5.3. Índices de produtividade umidade e conteúdo energético dos resíduos estudados

Parâmetros Bagaço de cana Palha de canaProdutividade1 [kg/t.cana] (b.u) 250,0 200,0

Umidade (%) 50,0 20,0

Poder calorífico inferior1 [MJ/kg] 6,99 12,15

Energia disponível – 100% do combustível1 [MJ/t.cana] 1.747,5 2.430,41Calculado

Os parâmetros típicos e resultados de cálculos de parâmetros de produção de etanol e

consumo do bagaço de cana para geração de vapor são apresentados na Tabela 5.4. Os parâmetros

que definem o índice de produtividade de etanol de uma planta estão relacionados com rendimento

da fermentação, o teor alcoólico obtido e o rendimento da destilação. O valor típico de

produtividade do etanol é de 80 litros/tonelada de cana (Seabra, 2008).

A eficiência dos ciclos convencionais considerando a capacidade de produção de potência

elétrica em relação a energia térmica fornecida pelo combustível é da ordem de 4% a 6%, toda

energia elétrica gerada é utilizada no suprimento das operações da usina, o bagaço produzido é

suficiente, apresentando uma sobra da ordem de 10%.

Os índices de eficiência assumidos para as turbinas do preparo de cana e moagem é da

ordem de 55%, para os sistemas de bombeamento foi adotado uma eficiência de 45%. Enquanto a

eficiência isentrópica adotada para a turbina do gerador elétrico foi de 85%.

Tabela 5.4. Parâmetros de produção de etanol, geração de vapor e cogeração em uma usina típica de etanol.

Etapa Parâmetros Calculado Unidade

ProcessoTeor de fibra na cana 12,5 %

Índice de produção de etanol 80 [L/t.cana]

Geração de vapor

Consumo de bagaço na caldeira 211,6 [kg/t.cana]

Excedente de bagaço 38,7 [kg/t.cana]

Eficiência da caldeira 85 [%]

Produção específica de vapor 2,27 [kg vap./kg bag.]

Cogeração

Eficiência de trabalho na cogeração 7,1 [%]

Eficiência de cogeração (térmica + trabalho)

77,8 [%]

Eficiência térmica de cogeração 70,7 [%]

87

O consumo específico de energia para o preparo de cana e acionamento das moendas

(trituradores e moendas) foi calculado a partir de demandas de vapor indicadas por levantamentos

realizados em planta típica, resultando em 54,4 MJ t.-1 cana. O valor é compatível com valores

apresentados por outros autores (Ensinas et al., 2007), bem como a eficiência de conversão de 55%

para turbinas de contrapressão com potências da ordem de 500 kW a 1500 kW.

O resultado do consumo específico de energia na produção de trabalho dos sistemas de

bombeamento da usina foi de 6,14 MJ t.-1 cana. O consumo específico de energia elétrica obtido

paras as usinas pesquisadas foi de aproximadamente 43,8 MJ t.-1 cana, o que é consistente com os

dados relatados na literatura. Para turbinas com potência na ordem de 5000 kW, a eficiência de

conversão foi de 70%. A Tabela 5.5 mostra os resultados calculados com base no processamento de

uma tonelada de cana crua, é possível verificar que 59,3% de todo vapor produzido é consumido no

acionamento das moendas, constituindo-se esta operação no maior consumo de energia no

processamento da cana-de-açúcar.

Tabela 5.5. Energia requerida para produção de trabalho mecânico em uma usina típica, vapor à 22 bar/320°C.

EquipamentoConsumoespecífico(MJ/t.cana)

Eficiência deconversão (%)

Demanda de vapor(kg/t.cana)

Consumo de Vapor(%)

Moendas 54,4 55 283,9 59,3

Turbobombas 6,14 45 38,9 8,1

Turbo gerador 43,8 70 156,1 32,6

Total 99,74 - 478,9 100,0

O consumo de energia térmica no processo também foi calculado com base no fluxograma

na Figura 5.1. A energia térmica é usada durante a preparação do caldo e durante a pré-evaporação e

destilação. A demanda de vapor foi calculado com base em condições típicas de processamento

(temperatura e concentração de açúcar) e assumido um consumo de vapor na destilaria de 4,0 kg de

vapor por kg de etanol hidratado produzido (Camargo et. al, 1990). Este valor também foi

confirmado durante as visitas às usinas. Para a produção de etanol anidro há um consumo adicional

de 0,48 kg vapor por kg de etanol devido a coluna de retificação.

O resultado do percentual de consumo de vapor em cada etapa e especificação dos diferentes

tipos de vapor usados e gerados no processo de produção de etanol, são apresentados na Tabela 5.6.

88

Tabela 5.6. Consumo de vapor em cada etapa do processo de produção de etanol.

EtapasVapor escape (kg/t.

cana)

Vapor vegetalprimeiro – efeito

(kg/t.cana)Vapor de processoTotal (kg/t.cana)

(%) Consumo vapor

Aquecedor 0 55,6 55,6 10,0

Pré-evaporador 245,3 0 245,3 44,3

Destilação 90,4 162,8 253,2 45,7

Total 335,7 218,4 554,1 100

De acordo com os resultados da Tabela 5.6 o consumo total de vapor de processo é maior do

que a quantidade de vapor de escape produzido nas turbinas. No entanto, o uso da integração de

energia, com o vapor vegetal de primeiro efeito e a regeneração de calor no aquecimento do caldo,

resulta em um excesso de vapor na ordem de 145 kg t -1 cana, que representa a diferença entre o

vapor de escape produzido e o vapor de escape utilizado, ou seja, 480 kg e 335 kg, respectivamente.

Nas usinas que produzem açúcar, esse excedente é enviado para os concentradores de açúcar, e

geralmente o consumo de vapor específico para a produção de açúcar é mais elevado do que para a

produção de etanol (Ensinas et al, 2009). Em usinas que produzem exclusivamente etanol, parte do

vapor vegetal produzido não é utilizada no processo, isso resulta em uma maior disponibilidade de

vapor de escape que poderia ser resfriado e condensado para reaproveitamento na caldeira ou

descartado.

5.8. Resultados da simulação do ciclo térmico convencional

A simulação do ciclo térmico de uma usina convencional considera a configuração C1 com

geração de vapor a 22 bar e temperatura de 320 °C. A configuração avaliada considera uma unidade

que opera gerando vapor a partir do uso de bagaço e palha de cana no período de safra. Foi

considerado o aproveitamento de 85% do bagaço para geração de vapor no ciclo térmico

convencional. A configuração que simula o sistema convencional de cogeração considera que o

acionamento do sistema de preparo, moagem e bombeamento seja realizado por turbinas a vapor de

contrapressão, sendo o consumo de eletricidade da planta industrial de 12,5 kWh por tonelada de

cana.

A avaliação da configuração convencional tem como objetivo avaliar a geração de vapor

obtida pela queima do bagaço de cana e o índice de geração de energia elétrica, diante do fluxo de

vapor imposto nas etapas de preparo e moagem e o fluxo de extração para o processo produtivo. Os

estados termodinâmicos na saída do processo e do desaerador foram impostos, como também o

89

índice de recuperação do vapor condensado e a reposição de água para alimentação da caldeira.

A configuração analisada utiliza turbinas de contrapressão no acionamento do gerador e

elétrico, com disponibilidade de 85% do bagaço de cana para geração de vapor e um consumo de

vapor de processo de 335 kg t-1 de cana. Os parâmetros utilizados na configuração são apresentados

na Tabela 5.7.

Tabela 5.7. Parâmetros para simulação das configurações dos sistemas convencionais analisados.

Parâmetros C1

Capacidade moagem – [t/h] 500

Disponibilidade de bagaço de cana – (%) 85

Pressão do vapor – [bar] 22

Temperatura do vapor – [°C] 320

Consumo de vapor no processo – [kg/t.cana] 335,0

Pressão vapor de processo – [bar] 2,5

Eficiência da Caldeira – [%] 85

Eficiência de turbinas acionamento de moendas – [%] 55

Eficiência da turbina gerador elétrico – [%] 70

Eficiência no bombeamento – [%] 45

Consumo de eletricidade autossuficiência – [kWh/t.cana] 12,5

A configuração C1 corresponde a um sistema de cogeração típico e considera o uso de

turbinas de contrapressão nos acionamentos de preparo de cana, moagem e no gerador elétrico. Os

resultados obtidos na simulação para a análise do potencial de geração elétrica das configurações

foram, o fluxo total de vapor gerado, o fluxo de vapor de extração, e seu estado termodinâmico, a

potência elétrica produzida e o índice de eletricidade excedente gerado. Os resultados para a

configuração da usina convencional, são apresentados na Tabela 5.8.

Tabela 5.8. Resultados da simulação – Usina típica configuração C1 com vapor gerado a 22bar – 320 ºC.

Parâmetros C1 Unidade

Fluxo de vapor gerado 240,6 [t/h]

Índice vapor gerado 481,2 [kg/t.cana]

Temperatura vapor extração 135,4 [°C]

Título do vapor de processo 99,4 [%]

Potência elétrica gerada 7,93 [MW]

Índice de geração elétrica 15,87 [kWh/t.cana]

Índice excedente eletricidade 3,4 [kWh/t.cana]

90

Os resultados obtidos indicam que o fluxo vapor gerado com a energia contida em 85% do

bagaço de cana é compatível com os índices de consumo convencionais das usinas, sendo sua

produção é capaz de suprir simultaneamente a demanda de vapor para manter produção de açúcar e

etanol. O resultado da extração a 2,5 bar apresentou um vapor com temperatura de 135 °C

levemente superaquecido, e um título de 99,4% na saída da turbina.

Devido às restrições impostas na entrada de dados do programa, o resultado obtido para a

parcela do fluxo de vapor desviado para o aquecimento da água no desaerador representa cerca de 7

% do vapor total gerado. Os resultados são influenciados pelas condições impostas para o processo

como a temperatura do vapor condensado na saída do processo foi mantida em 90 ºC, e percentual

de 85% vapor condensado seja recuperado como água de alimentação da caldeira. A pressão do

fluxo de água na saída do desaerador foi definida em 1,5 bar, e a temperatura em 105 ºC.

O resultado da capacidade de geração elétrica na usina típica simulada apresentou índice de

geração de 15,87 kWh t-1 cana que atende à demanda de autoconsumo, mas com baixo índice de

geração excedente de 3,4 kWh t-1 cana que não apresenta patamar favorável para comercialização.

Devido ao elevado consumo de vapor no acionamento mecânico, o fluxo de vapor para geração

potência elétrica é limitado, apenas 34% do vapor gerado é destinado à geração de eletricidade, e

além da utilização de turbinas de contra pressão com baixa eficiência para essa geração.

As usinas convencionais de produção de etanol apresentam grande potencial de aumento da

eficiência a partir do melhor aproveitamento da energia dos resíduos (bagaço e palha de cana).

Diversos outros estudos têm analisado e propostos novos sistemas e maior integração energética

para a redução do consumo de energia no processo e maior eficiência energética (Dias et al., 2011;

Morandin et al., 2011; Ensinas et al., 2007). As eficiências de conversão para a produção de

trabalho são baixas devido à utilização de turbinas de pequeno porte. No processo de produção, a

destilação é um grande consumidor de energia térmica, apresentando potencial de melhoria do

consumo de vapor.

91

6 PROPOSTA DE MELHORIA NO CONSUMO E GERAÇÃO DE ENERGIA EM USINA DE CAPACIDADE MÉDIA

No Capítulo 4 foi analisado o consumo e a geração de energia em uma usina típica padrão

no Brasil. Os resultados indicaram baixa eficiência e alto consumo de vapor e baixa capacidade de

geração de energia excedente.

Neste capítulo, são propostas melhorias no processo e no ciclo térmico visando a

maximização da produção de energia elétrica excedente em uma planta de produção de etanol,

considerando o aproveitamento da palha da cana e do sorgo biomassa como combustível na geração

de vapor.

Assim o estudo concentra em duas análises: a redução do consumo de vapor no processo de

produção de etanol e a melhoria da eficiência do ciclo térmico na geração de potência. Além disso,

é proposto uma solução para geração de energia na entressafra através do aproveitamento do sorgo

biomassa como combustível na geração de vapor.

6.1. Redução do consumo de vapor em etapas do processo de produção

A proposta de redução do consumo de vapor considerada nesse trabalho direciona para duas

ações principais, que envolve, 1 – a substituição dos sistemas do acionamento mecânico por

turbinas nas etapas de preparo e moagem de cana, por motores elétricos; 2 – a possível redução do

consumo de vapor no processo de destilação.

1. Eletrificação dos sistemas de preparo e moagem de cana

A maximização da produção de energia elétrica nas usinas sucroalcooleiras requer sistemas

com maior eficiência: menor consumo de vapor no processo produtivo e maior disponibilidade para

a geração de potência elétrica. O processo de eletrificação dos sistemas de preparo e moagem tem

como propósito reduzir o consumo de vapor, substituindo os acionamentos convencionais com

turbinas a vapor por motores elétricos.

Os sistemas de preparo de cana é composto por um nivelador, um picador de facas e um

desfibrador, o sistema de moagem normalmente é composto de um conjunto de 4 a 7 ternos de

moenda, o consumo médio de energia desse sistema é de cerca de 15 kWh t-1 cana. O acionamento

desses dispositivos são feitos por turbinas a vapor de contrapressão, com vapor de escape a 2,5 bar,

92

Este vapor supre a demanda de energia térmica no processo de produção, aquecimento, pré-

evaporação, destilação) e também do processo de produção de açúcar em usinas anexas. Bombas

centrífugas de grande porte, como as bombas de alimentação de água das caldeiras, como também

outras bombas de processo são acionadas por turbinas de contrapressão.

Como apresentado no capítulo anterior, o maior consumo de energia em uma usina típica é

devido aos acionamentos mecânicos. Em um sistema de cogeração equilibrado o vapor de escape

dos acionamentos é suficiente para atender o processo de produção.

As turbinas de contrapressão são amplamente utilizadas em sistemas de cogeração

tradicionais, onde a pressão de saída do vapor é controlada para garantir as demandas do processo

produtivo (Woodruff et al., 2005). No processo termodinâmico desenvolvido no ciclo Rankine para

geração de potência, a expansão de vapor na turbina produz trabalho em uma primeira fase, em

seguida o vapor extraído pelo escape da turbina fornece o calor remanescente ao processo, até seu

menor nível energético. O calor e trabalho produzidos dependem fundamentalmente das condições

de entrada do vapor na turbina e da eficiência isentrópica da turbina.

Os sistemas de acionamentos nas usinas típicas caracteriza-se pela dispersão de um grande

número de turbinas de pequeno porte, apresentando baixas eficiências de conversão. No geral as

turbinas utilizadas nessas operações apresentam eficiência isentrópica da ordem de 55% (Ensinas,

2007) e assim, um elevado consumo do vapor gerado é destinado a essa etapa.

Turbinas de Extração e Condensação

As turbinas de extração e condensação são utilizadas em plantas de cogeração onde a

prioridade é maximizar a geração de eletricidade, com produção independente de potência e de

calor fornecido ao processo consumidor. O vapor alimentado à turbina é expandido até a pressão de

condensação, produzindo trabalho. Parte deste vapor é extraído da turbina no ponto onde a pressão

atende à condição da demanda de vapor de processo. As turbinas de condensação devem ser

consideradas em situações onde seja necessário gerar determinada quantidade de trabalho,

independentemente da condição de operação do consumidor de vapor acoplado ao sistema de

cogeração, incluindo os períodos em que este esteja fora de operação. (SILVA, 2004).

De maneira diferente do que ocorre nos sistemas com turbinas de contrapressão, é possível

controlar o trabalho gerado regulando a vazão admitida na máquina, mantendo as condições do

vapor enviado ao processo praticamente constantes, uma vez que a extração possui um controle

independente (Pistore, 2004).

A eficiência isentrópica das turbinas de extração e condensação na geração elétrica atinge

93

cerca de 85% (Woodruff et al. 2005) e a eficiência global das plantas que utilizam turbinas de

condensação é da ordem de 30%.

Na saída das turbinas de condensação o vapor apresenta pressão inferior à pressão

atmosférica e é conduzido para um condensador para o seu reaproveitamento como líquido

condensado na alimentação de água do ciclo.

Acionamentos por motores elétricos

O acionamento de moendas e bombas pode ser realizado por motores elétricos de indução

que convertem a energia elétrica fornecida em energia mecânica para acionamentos. As principais

vantagens da utilização de motores elétricos, são a alta eficiência de conversão da energia elétrica

em mecânica (97% – 98%), o maior controle da variação da velocidade através do uso de inversor

de frequência, a operação em alto torque e baixa rotação e a eliminação de redutor de alta rotação

(Siemens, 2007).

O inversor de frequência é uma fonte retificadora da tensão da rede elétrica, para redução

das oscilações e modulação do sinal de saída da tensão. Além de alternativa para o controle a

velocidade de motores de indução trifásicos, ele possibilita manter o torque do motor constante ao

longo de toda a faixa de velocidades, desde aproximadamente 0 até o seu valor nominal (Pistore,

2004). Essa é uma característica importante para acionamentos de máquinas que exigem alto torque

em baixas rotações, como as moendas e picadores.

A alimentação elétrica dos acionamentos funciona de acordo com o sistema de distribuição

das usinas, sendo mais comum o uso de transformadores para média e baixa tensão. Os motores de

média tensão, entre 13,8 – 4,16 kV, são utilizados em situações com alta potência envolvida,

enquanto motores de baixa tensão (até 690V) são aplicados em casos de acionamentos com

velocidades variáveis. No caso do acionamento dos dispositivos do preparo e moagem, a alternativa

mais apropriada seria o emprego de motores trifásicos de média tensão (Pistore, 2004).

As eficiências típicas para os equipamentos elétricos do acionamento podem ser definidas de

acordo com o nível de tensão aplicada. Assim a eficiência de sistemas com motores de baixa tensão

opera em torno de 91%, e sistemas que operam com motores de média tensão correspondem a 94%

(Siemens, 2004).

2. Possível redução do consumo de vapor na etapa de destilação.

A redução do consumo de vapor no processo produtivo de etanol é fundamental para o

aumento da eficiência na geração de excedentes de energia elétrica. Essa condição poderia ser

94

atingida através da redução do consumo específico de vapor na destilaria e ações como o aumento

do número de estágios de regeneração no processo. Como foi demonstrado no capítulo anterior, o

consumo de vapor na destilação representa 45,7% da demanda de energia em uma usina típica.

A proposta de melhoria na destilação considera a redução do consumo de vapor em etapas

dos processos de desidratação, concentração e destilação para obtenção do etanol.

Em estudos realizados por Ensinas (2007) para redução da demanda de vapor no processo

através da integração térmica, um processo foi simulado com substituição do sistema de destilação

convencional por um sistema de destilação dupla pressão para a produção de etanol hidratado,

reduzindo o consumo específico de vapor de 1,81 kg L-1 de etanol para 1,33 kg L-1 de etanol.

Os processos de desidratação do etanol utilizados na indústria sucroalcooleira podem ser

melhorados através de novas tecnologias e integração térmica. Os métodos de desidratação

azeotrópica com cicloexano é amplamente utilizado na indústria sucroalcooleira, porém com alto

consumo de vapor, cerca de 1,6 kg L-1 de etanol, perdas consideráveis de cicloexano, contaminando

o etanol anidro e ainda perdas de etanol por arrasto da fase vapor (Wolf Maciel, 2008).

Estudos realizados com diferentes processos de desidratação extrativa indicaram algumas

vantagens da utilização de monoetilenoglicol, dentre elas, baixas taxas de escoamento de vapor e

colunas com dimensões proporcionalmente a sua capacidade, porém parte da energia requerida

ocorre na forma de vapor de alta pressão (Meirelles, 2006).

A utilização de destilação extrativa com monoetilenoglicol apresenta um maior custo inicial

de investimento em relação a planta com cicloexano, porém seu consumo de vapor varia entre 0,7 a

0,8 kg L-1 de etanol. Cerca de 50% desse total deverá ser fornecido sob a forma de vapor de alta

pressão entre 9 e 10 bar (Finguerut et al. 2008)

Outros processos de desidratação tem sido estudados e utilizados. No sistema de peneiras

moleculares, o consumo específico de vapor é de 2,5 kg L-1 de etanol para colunas de destilação e

retificação (Rein, 2007).

O processo de separação por membranas para desidratação do etanol tem sido estudado por

diversos autores (Dias, 2008), e processos de hiperfiltração, pervaporação e a permeação gás/vapor

tem sido propostos como métodos mais eficientes para maior economia de energia para a produção

de etanol anidro (Kumar et al. 2010).

Assim, espera-se que o consumo de vapor na destilação possa ser reduzido cerca de 40%,

dos valores típicos de cerca de 2,5 kg L-1 de etanol para cerca de 1,5 kg L-1 de etanol. No caso do

etanol anidro o consumo adicional para retificação pode ser reduzido de 1,6 kg L-1 de etanol para

cerca de 0,8 kg L-1 de etanol, ou seja, cerca de 50%.

95

6.2. Melhorias no desempenho de ciclos térmicos

Os ciclos térmicos baseados no ciclo Rankine tradicional podem apresentar variações e

possibilidades de aumento do desempenho. Na análise do rendimento do ciclo Rankine é

fundamental a dependência da temperatura média do calor fornecido e da temperatura média que o

calor é rejeitado. Assim o aumento da temperatura e pressão do vapor gerado e ou a diminuição da

temperatura do vapor que é destinado ao condensador, promovem o aumento do rendimento térmico

do ciclo.

Influência da pressão e temperatura no rendimento do ciclo térmico

Os efeitos da pressão e temperatura no rendimento do ciclo Rankine, podem ser verificados

através de alterações na saída da turbina como nas condições do vapor gerado.

A redução da pressão do vapor na saída da turbina com correspondente diminuição da

temperatura do calor rejeitado, promove um aumento no trabalho útil produzido pelo fluido de

trabalho, resultando em um aumento no rendimento do ciclo térmico. No entanto, a redução da

pressão na seção de descarga da turbina provoca uma redução no título do vapor na saída, o que

provoca uma diminuição na eficiência da turbina e problemas de erosão nas palhetas das turbinas

que se tornam significativos quando a umidade nos estágios de pressão for superior a 10%

(Borgnakke e Sonntag, 2009).

Outra alteração no rendimento do ciclo pode ser obtida pelo efeito do superaquecimento do

vapor na caldeira, pois ocorre um aumento na temperatura média do calor transferido ao vapor.

Assim o superaquecimento do vapor promove um ganho energético e um aumento do rendimento

do ciclo.

O aumento do nível da pressão máxima do vapor gerado nos ciclos de potência promove o

aumento do rendimento do ciclo, porém quando o vapor expande nos últimos estágios de baixa

pressão das turbinas, o teor de umidade do vapor aumenta, e promove a formação de gotículas de

água que podem causar erosão significativa nas pás das turbinas. Esse fenômeno é definido como

WDE- Water Drop Erosion, que é uma forma de desgaste esperada em certo grau para turbinas que

permitem aproveitar o máximo de energia disponível do vapor principal ou do vapor reaquecido

(Leyzerovich, 2008).

Para modernas turbinas a vapor com longos últimos estágios de pás, a máxima umidade

permitida é de 10%. Mesmo em turbinas com pequenos últimos estágios o máximo nível de

umidade é entre 12%-13% (Leyzerovich, 2008). Porém, a norma ANSI/ISA-77.13.01-1999

96

determina que o título mínimo de vapor deve ser de 92% para que se evite corrosão e erosão nas pás

da turbina.

Ciclo com reaquecimento do vapor

O ciclo com reaquecimento do vapor permite o melhor aproveitamento do aumento de

rendimento promovido pela elevação da pressão no ciclo. A principal vantagem do reaquecimento é

evitar a umidade excessiva nos estágios de baixa pressão na saída da turbina.

O principal objetivo do reaquecimento é aumentar a potência produzida e, sob certas

condições, a eficiência térmica, melhorando consequentemente o desempenho da planta. Esse

aumento depende do valor ótimo da pressão de reaquecimento que é específico para cada

configuração do ciclo térmico e do conjunto turbina-caldeira (Habib, et al., 1999).

O ciclo com reaquecimento faz com que o vapor após a expansão, que está na condição

próxima da saturação, retorne à condição de vapor superaquecido através de calor fornecido em

uma pressão intermediária. Assim há um ganho de rendimento pelo aumento de temperatura média

na qual o calor é fornecido, além de favorecer a diminuição da umidade nos estágios de baixa

pressão da turbina.

A Figura 6.1 apresenta o ciclo Rankine com reaquecimento, com o percurso do vapor e os

estágios de pressão intermediária e baixa pressão de saída da turbina.

Figura 6.1 Diagrama T-s Ciclo Rankine com reaquecimento (Moran e Shapiro, 2006)

97

O digrama T–s da Figura 6.1 representa as etapas do ciclo Rankine com reaquecimento,

onde o ponto 1 representa a admissão do vapor gerado na turbina, a linha 1-2 representa a expansão

no primeiro estágio da turbina de alta pressão até uma pressão intermediária, no processo 2-3 o

vapor retorna para a caldeira e é reaquecido com pressão constante até a temperatura do ponto 1.

Em seguida, em 3-4 o vapor reaquecido é expandido no segundo estágio de baixa pressão da turbina

até a pressão de entrada no condensador, no processo 4-5 o vapor saturado é condensado e segue o

caminho convencional dentro do ciclo Rankine.

No diagrama (T–s) pode ser verificado por comparação dos pontos 4' e 4 que representam o

estado na saída da turbina, um aumento do título do vapor com o ponto 4 mais próximo da região de

vapor saturado.

Ciclo regenerativo

O ciclo regenerativo ou regeneração corresponde a uma variação do ciclo Rankine onde

ocorre o aquecimento da água de alimentação da caldeira pela utilização de aquecedores. Nos ciclos

convencionais a água de alimentação da caldeira está em uma temperatura muito inferior à

temperatura de saturação correspondente à pressão de trabalho do gerador de vapor. Assim parte da

energia gerada contida no vapor é consumida para aquecer a água até sua temperatura de saturação,

resultando em perda de eficiência do ciclo.

O ciclo regenerativo ideal tem como característica o aquecimento da água de alimentação,

que ao deixar a bomba circula ao redor da carcaça da turbina, em sentido contrário ao do vapor da

turbina. Assim calor é transferido à água enquanto escoa através turbina. Porém não é possível

implantar esse ciclo regenerativo ideal, pois seria impossível realizar a transferência de calor

requerida entre o vapor e a água na turbina. Além disso, o teor de umidade do vapor que deixa a

turbina aumenta consideravelmente (Borgnakke e Sonntag, 2009).

A regeneração consiste em incorporar um trocador de calor ao ciclo termodinâmico, que

utiliza como corrente quente o vapor de extração das turbinas, e a corrente fria corresponde a água

de alimentação do ciclo termodinâmico. A água é bombeada até o regenerador para aquecimento e

troca de calor com o vapor extraído da turbina e em seguida a água é enviada para a caldeira, com

temperatura mais próxima da saturação (Kadem, 2007).

Os regeneradores ou aquecedores de água de alimentação são, basicamente, trocadores de

calor onde a fonte quente é vapor extraído da turbina e a fonte fria é a água de alimentação do

ciclo. Os regeneradores podem ser classificados, de acordo com seu funcionamento em

regeneradores abertos e regeneradores fechados (Woodruff et al, 2005).

98

Ciclo regenerativo real

O ciclo regenerativo real envolve a extração de uma parte do vapor que escoa na turbina

após ter sido parcialmente expandido, e utilização em aquecedores de água de alimentação. A

Figura 6.2 representa um ciclo regenerativo com aquecedor de água de alimentação de mistura,

onde vapor de extração e água de alimentação são misturados no aquecedor.

Conforme o esquema da Figura 6.2, em 1 o vapor gerado é admitido na turbina e após

expansão até o estado 2, uma parcela é extraída e enviada ao aquecedor de água de alimentação. Na

sequência a corrente remanescente de vapor expande até o estado 3, onde é condensado no

condensador. O líquido que sai do condensador em 4 é bombeado para o aquecedor de água de

alimentação em 5 onde ocorre a mistura com o vapor extraído da turbina. O vapor que é extraído

em 2 condensa à pressão constante no aquecedor, fornecendo calor a água de alimentação que

aumenta sua temperatura à pressão constante. Os regeneradores com essa característica são

denominados de aquecedores de água de alimentação (Moran e Shapiro, 2006).

A vazão de vapor a ser extraída da turbina deve ser suficiente para deixar a mistura na

condição de líquido saturado após o aquecedor. Na saída do aquecedor em 6, a mistura aquecida

Figura 6.2. Esquema do ciclo regenerativo com aquecedor de água de alimentação (Borgnakke e Sonntag, 2009)

99

ainda não está na pressão da caldeira, assim é necessário a instalação de outra bomba para novo

bombeamento até a pressão da caldeira. A mistura no ponto 6 deve ser mantida na condição de

líquido saturado, com intuito de evitar uma mistura bifásica na entrada da bomba, condição inviável

para operação adequada da bomba.

O rendimento do ciclo regenerativo será mais próximo do rendimento do ciclo ideal, quanto

maior o número de extrações de vapor e regeneradores em um ciclo, porém quanto maior o número

de regeneradores, menor a quantidade de trabalho útil que será produzido pela turbina (Kadem,

2007).

Outro tipo de regenerador utilizado é o aquecedor de superfície ou fechado. Estes são

aquecedores em que o vapor e a água de alimentação não se misturam, assim o vapor extraído

transfere calor para a água de alimentação e condensa na parte externa dos tubos, e a água de

alimentação escoa no interior dos tubos. Nesse tipo de aquecedor a pressão do vapor de extração

pode ser diferente da pressão da água de alimentação. O vapor condensado pode ser misturado a

agua de alimentação ou removido.

A maior parte dos regeneradores fechados são compostos por um elevado número de tubos

em formato de U. Esses tubos são aparados por defletores e reforços que direcionam o escoamento,

minimizam a vibração, a erosão e promovem uma alta taxa de transferência de calor. Esses

trocadores são, tipicamente, longos e horizontais (Woodruff et. al., 2004).

6.3. Problemas na combustão de biomassa, incrustações e corrosão

O processo de formação de depósitos e incrustações nas superfícies de transferência de calor

ocorre devido à combinação de vários fatores, que dependem das condições de operação das

fornalhas, como a temperatura da superfície de troca de calor e do índice de componentes

inorgânicos presentes na biomassa, que tem influência no índice de fusibilidade das cinzas. O

escoamento dos gases de combustão promove o arrasto de partículas de cinzas, que facilita a

aderência e a fusão das partículas sobre as superfícies de transferência de calor.

A formação de incrustações está fortemente ligada às reações químicas entre potássio e

sílica, potencializadas pela presença do cloro, que é um facilitador da volatilização dos álcalis.

Essas reações levam a uma rápida formação de depósitos de cinzas fundidas e sinterizadas em

temperaturas normais de operação das fornalhas, ou seja, entre 800 e 900 ºC, sendo os valores de

temperatura de chama muito maiores. A fase líquida desses depósitos atua como um receptor na

captura de mais cinzas em suspensão, quando do impacto das cinzas volantes com as superfícies

100

(Jenkins et al., 1996).

Considerada a produção de potência elétrica, vários trabalhos foram desenvolvidos a partir

do uso de biomassas com composições semelhantes à palha da cana, com foco na investigação das

restrições e dos mecanismos de formação de incrustações e deposições nas superfícies de troca

térmica.

Formação de depósitos e corrosão em superfícies de caldeiras a biomassa

O processo de formação de depósitos e incrustações é dependente das propriedades das

cinzas, que influenciam nas condições de combustão e as características da temperatura de fusão

das cinzas, que são definidas por: temperatura inicial de deformação, temperatura de amolecimento,

temperatura hemisférica e temperatura de fluidez. Como é relatado na literatura, alguns

componentes, chamados de básicos, diminuem a temperatura de fusão das cinzas, enquanto os

componentes chamados ácidos promovem o aumento da temperatura de fusão (Pronobis, 2005).

Maiores temperaturas de amolecimento das cinzas tornam o meio altamente adesivo, resultando em

depósitos. Outro mecanismo de formação de incrustação é iniciado com um processo de

sinterização, resultando em depósitos muito duros e de difícil remoção com o tempo.

Na análise do mecanismo de formação dos depósitos de cinzas nas superfícies, conduzida

por Michelsen et al. (1998), amostras de cinzas em suspensão foram coletadas, assim como uma

amostra de cinzas de fundo foi coletada em um removedor com água, a fim de determinar o

comportamento e o caminho dos componentes inorgânicos na caldeira. Os resultados das análises

das cinzas em suspensão e das cinzas de fundo mostraram que todas são ricas em potássio e cloro, e

que esses elementos constituem de 45 a 55% das cinzas em suspensão. Pode ser verificado também,

que as cinzas em suspensão possuem um alto teor de carbono residual, entre 15 e 25%, o que indica

a combustão incompleta da biomassa. Os autores a concluíram que o sistema de alimentação

deveria ser modificado, para reduzir o teor de carbono não queimado para 2 a 3%.

Alternativas para os problemas na combustão da palha

O uso da biomassa como combustível impõe limitações na geração de vapor em altas

temperaturas principalmente devido aos problemas relacionados com a formação de incrustações e

depósitos nas superfícies metálicas de transferência de calor. A eficiência térmica dos sistemas de

potência a vapor é impactada pela temperatura do vapor gerado, sendo tanto maior quanto mais

101

elevada for a temperatura. No caso do uso da biomassa como combustível, a temperatura do vapor

superaquecido é limitada por razões econômicas e pelos problemas relativos à formação de escória

e incrustações.

Assim como a palha da cana, outras biomassas residuais com características e composições

similares também são de interesse na geração de vapor. Por exemplo, tanto a palha de arroz quanto

a palha de trigo são aproveitadas como combustíveis em caldeiras em algumas regiões.

A avaliação realizada por Milchelsen (1998) indica que para temperatura do vapor até 450°C

na saída do superaquecedor, que corresponderia à temperatura do metal aproximadamente 480°C, a

corrosão encontrada foi desprezível. Já para temperaturas de vapor que correspondem à temperatura

de superfície do metal entre 490 ºC e 520 ºC, a taxa de corrosão aumentou moderadamente, tendo

sido observada corrosão seletiva nos aços austeníticos, nos quais cromo e ferro são removidos da

liga metálica levando a uma degradação do metal.

Em uma série de investigações realizadas em plantas de cogeração na Dinamarca, que

operam a partir da queima de palha de trigo, indicaram problemas com depósitos, incrustações e

corrosão devido ao alto teor de cloro e potássio. Assim, a temperatura do vapor foi tradicionalmente

mantida abaixo de 450 ºC, a fim de evitar danos severos com corrosão. No entanto, durante os

últimos 15 anos a temperatura do vapor no superaquecedor final aumentou de 450 ºC nas plantas de

primeira geração para cerca de 520 ºC – 540 ºC nas plantas de segunda geração (Frendsen, 2011).

Em trabalho realizado por Montgomery et al. (2000a) na planta de cogeração de Rudkøbin,

foram verificadas as taxas de corrosão a partir da queima de palha de trigo em grelhas. Os ensaios

de corrosão foram realizados utilizando uma sonda cilíndrica refrigerada a ar, onde aço austenítico

ferrítico e de alta liga foram expostos a temperaturas de metal entre 520 a 600 °C. Os resultados

indicaram que a corrosão apresentada foi desprezível nos tubos do superaquecedor operando com

temperatura na superfície metálica de 480 ºC e temperatura do vapor de 450 °C. As sondas de

corrosão foram expostas durante 450 até 3000 horas numa posição na parte superior da fornalha

onde a temperatura do gás é de aproximadamente 725 °C. Tanto a perda de metal como a

profundidade da corrosão seletiva foram quantificadas.

6.4. Limitação da temperatura do vapor gerado

As condições para o uso de biomassa na geração de vapor em altas temperaturas e produção

102

de eletricidade estão restritas aos potenciais problemas de incrustações e corrosão nas superfícies

metálicas.

A condição alternativa considerada nos casos analisados, aos problemas de incrustações e

corrosão devido o uso da palha de cana e sorgo como combustíveis, foi a geração de vapor à

temperatura limite de 450 ºC na caldeira. O limite imposto considera estudos realizados para

analisar os problemas de corrosão provocados pela utilização de combustíveis similares, com alto

teor de cinzas e elementos como cloro e potássio, indicando baixos índices de corrosão em

tubulações de geradores de vapor operando até o nível de 450 °C de temperatura do vapor gerado.

No entanto, a alternativa de redução ou limitação da temperatura do vapor gerado na

caldeira desfavorece o aumento da eficiência do ciclo térmico e a maximização da produção de

eletricidade. O aumento do rendimento do ciclo térmico pode ser atingido pelo aumento do nível da

pressão do vapor gerado, e deve ser acompanhado pelo aumento da temperatura, que mantêm o

vapor na condição de superaquecido com maior índice de energia possível. Entretanto, com a opção

do aumento da pressão na geração de vapor, e limitação da temperatura do vapor na caldeira em 450

ºC, proporciona uma condição de menor nível energético do vapor superaquecido na entrada da

turbina e aumenta o risco de elevados índices de umidade na expansão do vapor nos últimos

estágios da turbina.

Segundo normas de segurança o título do vapor nos últimos estágios de expansão da turbina

deve ser mantido acima de 90%, permitindo condições ideais de operação da turbina. Tendo em

vista a condição ideais de operação da turbina e de geração de vapor, foi analisado através de uma

simulação a temperatura ideal que o vapor deve ser gerado de acordo com a variação do nível de

pressão, para garantir um título mínimo na saída da turbina.

Os resultados obtidos estão representados nas curvas na Figura 6.3 que apresentam três

condições de título mantidos na saída da turbina de condensação e que relacionam a temperatura do

vapor, que corresponde a pressão que o vapor é gerado, para garantir o título imposto na saída da

turbina.

103

Assim pelos resultados da simulação, para garantir um título de 95% na saída da turbina, a

temperatura mínima deve ser em torno de 560 °C para geração de vapor a uma pressão de 60 bar. E

na simulação de um título mínimo de 92% quando o nível de pressão do vapor gerado na caldeira

for de 60 bar a temperatura do vapor deve ser de 500 °C.

A análise das curvas de temperatura apresentadas na figura 6.3 indica que os índices de

umidade máximos recomendados para um funcionamento seguro das turbinas de condensação,

seriam atingidos apenas com elevadas temperaturas do vapor, quando ocorre a geração em altas

pressões.

Assim para garantir um maior rendimento do ciclo que opera com altas pressões do vapor e

baixas pressões nos últimos estágios da turbina de condensação, a alternativa de reaquecer o vapor

na caldeira após uma primeira expansão, seria conveniente para manter o vapor em condições ideais

para ser expandidos nos últimos estágios da turbina até a pressão de condensação.

Portanto o reaquecimento do vapor em condições de alta pressão e redução da temperatura

torna-se fundamental para garantir menor umidade e maior título nos últimos estágios de expansão

da turbina, permitindo maior eficiência na produção de trabalho e aumento na capacidade de

Figura 6.3. Resultado da temperatura mínima do vapor gerado para garantir um título na saída da turbina.

104

geração de eletricidade pode ser alcançado através do reaquecimento do vapor gerado.

6.5. Caracterização dos sistemas de cogeração estudados

Para caracterização dos sistemas de cogeração com reaquecimento e regeneração foram

considerados os parâmetros de consumo de uma unidade de produção de etanol convencional e

unidades com redução no consumo de vapor no processo produtivo. O caso propõe, como

alternativa para a maximização da geração de excedentes de energia elétrica, um sistema de

cogeração que utiliza turbina de extração e condensação para geração de potência em um ciclo

térmico com reaquecimento do vapor na caldeira e a regeneração para aquecimento da água de

alimentação.

Foi considerada a redução do consumo de vapor de processo a partir de melhorias no

processo de destilação do etanol, com a utilização de sistemas mais eficientes nas etapas de

desidratação da destilação.

Os casos analisados nesse trabalho consideram uma unidade de produção de etanol com

capacidade de moagem média de 500 toneladas de cana por hora, operando no período de safra,

com disponibilidade de 100% do bagaço de cana gerado e o aproveitamento de parte dos resíduos

da colheita da cana (palha) na geração de vapor, e do aproveitamento do sorgo como biomassa

complementar no período de entressafra.

A disponibilidade de resíduos para combustão têm como base um teor médio de fibras na

cana de 12,5% e umidade absoluta de 50% para o bagaço. Assim, a disponibilidade de bagaço na

usina é de 250 kg por tonelada de cana processada.

Foram considerados dois cenários de recuperação da palha disponível no campo, primeiro

seriam transportadas para a usina 50% da palha gerada; segundo, a projeção de recuperação e

aproveitamento de 75% da palha existente no campo, para geração de vapor na usina.

Características e restrições de uso da palha de cana e do sorgo biomassa

O teor de umidade considerado para estimar a quantidade de palha disponível, foi em torno

de 20%, e uma disponibilidade de matéria seca de 160 kg t-1 cana, implicando em uma

disponibilidade de 200 kg t-1 cana colhida no campo, base úmida, variando a quantidade disponível

para a unidade industrial de acordo com o percentual de recolhimento considerado.

Considerando que a alta produtividade do ciclo do sorgo biomassa ocorre no período de 105

105

dias após o plantio, gerando uma disponibilidade do sorgo de 48 t. ha-1 para uso como combustível

na geração de vapor no período de entressafra da cana, foi considerada uma umidade média do

sorgo biomassa de 50% na colheita (IAC, 2015).

A disponibilidade de resíduos da cana para geração de vapor em uma usina de porte médio

com moagem de 500 t.cana h-1, no período de safra e entressafra é apresentada na Tabela 6.1.

Tabela 6.1. Disponibilidade de combustível para geração de energia em uma usina de capacidade média, no período de safra.

Parâmetros/Biomassa Índice produção – kgt-1.cana

Umidade (%)Disponibilidade -

[t. ha-1]Bagaço de cana (b.u) 250,0 50 25,0

Total de Palha de cana gerada 200,0 20 20,0

Palha disponível – 50% recolhido 100,0 20 10,0

Palha disponível – 75% recolhido 150,0 20 15,0

Sorgo Biomassa – 100% recolhido - 50 96,0

Os parâmetros de produtividade e as características energéticas do bagaço e da palha da

cana, utilizados foram obtidos a partir de índices disponíveis na literatura e conforme cálculos e

análises térmicas das amostras realizadas no Laboratório de Sistemas Térmicos do Departamento de

Energia FEM – Unicamp.

Os parâmetros de operação adotados na configuração dos casos estudados são apresentados

na Tabela 6.2.

Tabela 6.2. Parâmetros adotados nas simulações dos sistemas de cogeração avançados com reaquecimento do vapor.

Parâmetros Configuração Capacidade moagem [t cana h-1 ] 500

Temperatura vapor gerado – [°C] 450

Eficiência caldeira base PCI – [%] 85

Turbina Extração e Condensação

Pressão do vapor de extração – [bar] 0,2

Temperatura vapor saída 60

Eficiência isentrópica da turbina1 – [%] 85

Eficiência gerador elétrico – [%] 97

Eficiência motores elétricos2 – [%] 95

Processo

Pressão do vapor de processo – [bar] 2,5

Temperatura vapor de processo – [°C] 140

Demanda elétrica da planta1 – [kWh/t cana] 28,5

Fonte de parâmetros de referência: 1(Ensinas, 2007), 2(Pistore, 2004).

106

O caso estudado com reaquecimento do vapor considera a utilização de motores elétricos

para o acionamento do sistema de moagem e de bombeamento, assim o consumo de eletricidade da

planta proposta é elevado em relação a usina convencional que é de 12,5 kWh t -1 cana.

Considerando que o consumo médio necessário para o acionamento das moendas e preparo de cana

está em torno de 16 kWh t-1 cana (Ensinas et al., 2007), o consumo elétrico previsto para manter a

planta com eletrificação dos acionamentos é de 28,5 kWh t-1 cana.

6.5.1. Configurações do ciclo térmico

Nas configurações simuladas foi considerada a geração de vapor entre vários níveis de

pressão e a restrição da temperatura do vapor em 450 °C, devido ao uso da palha de cana e sorgo

biomassa, sendo medida a evitar potenciais problemas de depósitos de cinzas e corrosão severa nas

tubulações dos geradores de vapor.

O rendimento do gerador de vapor em relação ao combustível foi adotado de 85% em

relação ao PCI da biomassa e a energia disponível para geração de vapor foi calculada a partir da

quantidade de palha e de bagaço disponível e fornecida na entrada de cálculo do simulador.

O vapor gerado expande em turbina de extração e condensação onde parte do vapor atende a

demanda de vapor do processo produtivo e parte é destinado à geração de potência elétrica. Foi

considerado a instalação de um reaquecedor para superaquecer o vapor no gerador de vapor, que

opere na pressão de exaustão do primeiro estágio da turbina.

Foram considerados dois índices de consumo de vapor no processo de produção de etanol,

de 335 kg de vapor por tonelada de cana e um índice reduzido de 280 kg t-1 cana. A demanda

térmica do processo é suprida pela extração de vapor a 2,5 bar nas turbinas de extração e

condensação e parte complementada por vapor aproveitado dos efeitos de evaporação do caldo,

conhecido como vapor vegetal.

Para melhor representar perdas térmicas na recuperação de condensado, a temperatura do

condensado à saída é 90 ºC. Como procedimento de calculo no simulador foi definido um

escoamento na saída do processo representando as perdas de condensado de 15% no processo.

Foi considerado que 85% do vapor condensado no processo possa ser recuperado e retornar

ao ciclo com temperatura de 90 °C, para ser aproveitado na alimentação do gerador de vapor.

Assim, para reposição das perdas de vapor no processo, foi definido um fluxo de água (make-up),

na entrada do desaerador com temperatura de 20 °C e pressão de 1,5 bar na saída.

O vapor destinado ao desaerador é determinado pelo balanço térmico para manter a

107

condição imposta na saída. No desaerador ocorre uma mistura dos fluxos de vapor, condensado e

água de reposição. A condição de saída especificada no desaerador foi temperatura da água de

alimentação do gerador de vapor a 105 °C, e pressão de 1,5 bar.

A capacidade de produção de energia nos sistemas de cogeração foi estimada a partir da

disponibilidade de biomassa e do poder calorífico inferior calculado referente ao teor de umidade

considerada para os resíduos. As simulações realizadas considera o uso do bagaço e da palha de

cana na geração de vapor no período de safra da cana-de-açúcar e o aproveitamento do sorgo

biomassa no período de entressafra. Os valores calculados para bagaço, palha de cana e sorgo estão

apresentados na Tabela 6.3.

Tabela 6.3. Energia disponível na biomassa e aproveitada no gerador de vapor.

Parâmetros Bagaço de cana

100%

Palha de cana

50%

Palha de cana

75%

Umidade combustível (%) 50 20 20

Poder Calorífico Inferior – (MJ kg-1) 6,99 12,15 12,15

Energia disponível no combustível (MW) 242,7 168,8 253,2

Energia aproveitada no gerador de vapor (MW) 206,3 143,5 215,2

A energia disponível calculada para utilização de 100% do bagaço gerado foi de 242,7 MW,

a partir de uma produtividade de bagaço de 250 kg t-1 cana com umidade de 50% e poder calorífico

de 6,99 MJ kg-1, para uma usina de capacidade média de 500 t.cana h-1. A energia aproveitada para

geração de vapor foi de 206,3 MW devido à eficiência de aproveitamento da caldeira de 85% em

relação ao combustível. A energia disponível no aproveitamento da palha da cana segue a mesma

premissa de cálculo, ou seja, a partir de uma produtividade de palha de 200 kg t -1 cana com umidade

de 20% na caldeira e poder calorífico de 12,15 MJ kg-1. Os índices de 50% e 75% considerados

resultam em 168,8 MW e 253,5 MW, respectivamente.

6.5.2. Caso 1 – ciclo convencional com regeneração e turbina condensação

Para uma adequada comparação entre o aumento de eficiência e a produção de potência

elétrica no ciclo convencional e nos ciclos com avanços tecnológicos propostos no estudo, foi

proposto um ciclo convencional com maior disponibilidade de biomassa para geração de energia.

O caso 1 considera a geração de vapor a pressão de 22 bar e temperatura de 320 °C, com

aproveitamento de 100% do bagaço e 50% e 75% da palha de cana. As configurações avaliam o

108

desempenho de um sistema de cogeração convencional em um ciclo que utiliza turbinas de

contrapressão no acionamento de mecânico e turbina de extração condensação na geração de

eletricidade.

O caso 1 considera ainda a regeneração e turbina de extração condensação na geração

elétrica, porém não considera o reaquecimento do vapor devido ao nível de pressão do vapor

gerado. Também não são considerados possíveis avanços para redução do consumo de vapor de

processo, adotando apenas um índice de consumo de 335,0 kg/t.cana. O caso 1 considera ainda o

acionamento mecânico realizado por turbinas de contrapressão. O fluxograma do ciclo 1 avaliado

está representado na Figura 6.4.

Nota: Componentes do sistema (1) – Gerador de vapor; (9, 11 e 25) – Turbinas de contra pressão; (3) – ProcessoFigura 6.4. Fluxograma de ciclo térmico convencional com regeneração.

109

industrial; (4) – Desaerador; (19) – Regenerador; (27) – Condensador; (5, 10, 16 e 22) – Sistemas de

bombeamento de água e condensado; (8 e 20) – Válvulas de expansão.

A figura 6.4 apresenta o fluxograma do ciclo a vapor do caso 1 utilizado nas simulações das

configurações RG1 e RG2. Os componentes numerados de 1 a 28 indicados no diagrama

representam os equipamentos que compõem o ciclo térmico.

As configurações com ciclo convencional definidas por: RG1, RG2, foram simuladas

considerando dois índices de 50% e 75% de recolhimento de palha de cana e com índice de

consumo de vapor de processo de 335 kg t-1 cana. Os parâmetros adotados nas simulações das

configurações RG1 e RG2 são apresentados na Tabela 6.4.

Tabela 6.4. Parâmetros adotados nas simulações para aproveitamento de 50% e 75% de palha recolhida.

Parâmetros RG1 RG2

Disponibilidade palha de cana 50% 75%

Energia aproveitada do combustível – [MW] 349,5 421,5

Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85

Consumo de vapor de processo – [kg/t.cana] 335,0 335,0

Consumo de vapor nos acionamentos - [kg/t.cana] 318,2 318,2

Consumo eletricidade da planta – [kWh/t.cana] 12,5 12,5

A energia aproveitada do combustível indicada na Tabela 6.4 representa a energia total

aproveitada na combustão do bagaço de cana mais a palha recolhida na caldeira com eficiência de

85%.

6.5.3. Caso 2 – ciclo com reaquecimento

O caso 2 analisado considera um ciclo térmico com turbinas a vapor de

extração/condensação e reaquecimento do vapor após expansão a temperatura de 450 °C, como

alternativa para maximizar a produção de eletricidade em uma planta de produção de etanol que

utiliza palha de cana na geração de vapor.

A Figura 6.5 apresenta o fluxograma do ciclo a vapor do caso 2 considerado nas simulações.

Os componentes numerados de 1 a 20 indicados no diagrama representam os equipamentos que

compõem o ciclo térmico.

O vapor gerado na caldeira 1 expande na turbina 2, o vapor passa pelo componente 12 que

representa a tubulação interna na caldeira que reaquece o vapor e em seguida expande em dois

estágios em 2: uma primeira expansão até 2,5 bar onde parte do vapor e extraído e desviado para a

110

válvula 7 para atender a demanda de vapor de processo, em seguida parte é expandida até a pressão

de entrada no condensador em 5.

Nota: Componentes do sistema (1) – Gerador de vapor; (2) – Turbina extração (1º estágio); (3) – Turbina deextração/condensação (2º estágio); (12) – Reaquecimento; (5) – Condensador; (20) – Processo industrial; (7) –Válvula de expansão; (10) – Desaerador; (4, 8, 9 e 11) – Sistema de bombeamento.

A pressão do vapor na primeira expansão na saída turbina em 2 foi definida a partir de

otimização realizada pelo software no procedimento de cálculo, para maximizar a produção de

potência elétrica.

Os equipamentos que representam o processo produtivo são indicados de forma simplificada

pelo componente 20 no diagrama da Figura 6.5. A temperatura típica do vapor na entrada está em

torno de 140 °C, a temperatura do vapor condensado na saída é de 105 °C. Foi considerado um

Figura 6.5. Fluxograma representativo do sistema de cogeração com reaquecimento do vapor gerado.

111

fluxo na saída do processo no componente 15, referente as perdas de vapor decorrentes do processo,

sistema de bombeamento de água (make-up). Parte do fluxo, de acordo com as demandas adotadas,

é destinado para o aquecimento da mistura no desaerador no componente 10.

Os dados de entrada dos componentes indicados no fluxograma apresentado na Figura 6.5,

são condições especificadas diretamente no simulador. A Tabela 6.5 apresenta especificações

adotadas nas simulações para os componentes da configuração.

Tabela 6.5. Parâmetros especificados para os componentes no procedimento de simulação.

Componente Parâmetros

5 – CondensadorPressão de condensação – (bar) 0,2

Temperatura – (ºC) 60

10 – DesaeradorPressão de entrada – (bar) 1,5

Temperatura na saída – (ºC) 105

20 – Processo Pressão de saída – (bar) 2,0


14 – Tanque água make-up Temperatura de água – (ºC) 25

Fonte de parâmetros de referência: 1(Ensinas, 2007), 2(Fox et al. 2006).

Nas configurações do caso 2 foi considerado a disponibilidade de todo bagaço gerado e

aproveitamento de 50% e 75 % de palha de cana recolhida para a geração de vapor. As

configurações avaliadas no caso definidas por, R1, R2, R3 e R4 foram simuladas em três níveis de

pressão do vapor e dois níveis de consumo de vapor de processo, para avaliar seu impacto na

geração de potência elétrica. Cada configuração do caso 2 foi simulada para os quatro níveis de

pressão adotados que são: 45, 80, 90 e 100 bar e para dois índices de palha recolhida de 50% e 75%

e dois índices de consumo de vapor de processo. Os parâmetros das configurações são apresentados

na Tabela 6.6

Tabela 6.6. Parâmetros adotados nas simulações das configurações R1, R2, R3 e R4 com uso de 100% do bagaço e aproveitamento de 50% e 75% de palha de cana.

Parâmetros R1 R2 R3 R4Temperatura vapor gerado – [°C] 450 450 450 450

Pressão do vapor gerado – [bar] 45 45 45 45

Temperatura após reaquecimento – [°C] 450 450 450 450

Consumo vapor no processo – kg t-1 cana 335 280 335 280

Energia aproveitada do combustível – [MW] 349,5 349,5 421,5 421,5

Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85 85 85

Consumo eletricidade da planta – [kWh/t.cana] 28,5 28,5 28,5 28,5

Pressões do vapor – [bar] 45; 80; 90; 100

112

A avaliação de diferentes níveis de pressão de vapor gerado proporciona comparar o

desempenho das tecnologias propostas no aumento de produção de energia elétrica, o nível de

pressão de 45 bar na geração reproduz uma condição usualmente instalada nas plantas de cogeração

do setor, com também as pressões de 80 bar até 100 bar representam os níveis atualmente instalados

em novas plantas de cogeração.

6.5.4. Caso 3 – ciclo com reaquecimento e regeneração

O caso 3 proposto como alternativa para aumentar o índices de excedentes de eletricidade,

em sistemas com limitação da temperatura do vapor gerado em 450 °C, considera um ciclo térmico

com um reaquecimento e apenas uma regeneração, onde a água de alimentação da caldeira é

aquecida através de um aquecedor de água instalado na entrada do gerador de vapor.

Na simulação do caso 3 com reaquecimento e regeneração foram consideradas as mesmas

condições do reaquecimento do caso 2, na geração de vapor a partir de bagaço e palha de cana no

período de entressafra e de sorgo biomassa no período de entressafra.

O fluxograma do ciclo térmico com reaquecimento e regeneração apresentado na Figura 6.6

representa a configuração considerada nas simulações do caso 3. Após a expansão no segundo

estágio da turbina de extração/condensação 4, uma determinada descarga de vapor é extraída na

pressão de trabalho e desviado para o regenerador 18, onde a água de reposição é aquecida e entra

na pressão de trabalho. Na sequência as correntes se misturam em 9 e posteriormente são

bombeados em 8 para a alimentação da caldeira.

As condições de operação do regenerador foram simuladas para 4 níveis de pressão de

trabalho, variando a pressão de entrada em 18, resultando em diferentes descargas de vapor de

extração na turbina. A melhor condição de trabalho do trocador será determinada pela pressão com

máxima produção de potência elétrica do ciclo. A pressão de saída da bomba 11 deve ser a mesma

pressão de extração do vapor na turbina que alimenta o regenerador. Para condição de mistura na

entrada da bomba (componente 8) foi admitido uma temperatura inferior à temperatura da água no

estado saturado que deixa o regenerador na linha 22, com intuito de evitar que ocorra duas fases do

fluido e cavitação na bomba. Assim após a mistura no componente 9 o vapor apresenta temperatura

abaixo da saturação.

113

Nota: Componentes do sistema (1) – Gerador de vapor; (2) – Turbina extração (1º estágio); (3) – Reaquecimento;

(4) – Turbina de extração/condensação (2º estágio); (5) – Condensador; (10) – Válvula de expansão; (7) –

Desaerador; (13, 14 e 15) – Processo industrial; (6, 8, 11, 12, 20) – Sistema de bombeamento de água e

condensado; (18) – Regenerador;

As condições de entrada e especificações para os componentes são similares aos da

configuração do caso 2. Porém os parâmetros para os componentes que representam a regeneração,

foram especificados e estão apresentados na Tabela 6.7.

Figura 6.6. Fluxograma de ciclo térmico a vapor com reaquecimento e regeneração.

114

Tabela 6.7. Parâmetros especificados para os componentes no procedimento de simulação.

Componente Parâmetros

5 – CondensadorPressão de condensação – (bar) 0,2

Temperatura – (ºC) 60

7 – desaeradorPressão de entrada1 – (bar) 1,5

Temperatura na saída1 – (ºC) 105

13 – Processo Pressão de saída – (bar) 2,0


16 – tanque água make-up Temperatura de água – (ºC) 25

18 – Regenerador Temperatura da água entrada – (ºC) 105

Fonte de parâmetros de referência: 1(Ensinas, 2007), 2(Fox et al. 2006).

As configurações do caso 3 foram analisadas através da simulação em quatro níveis de

pressão do vapor e dois níveis de consumo de vapor de processo, para avaliar seu efeito no

potencial de produção de eletricidade. Os níveis de consumo de vapor de processo adotado foram:

335 kg t-1 cana e 280 kg t-1 cana e as pressões de 45, 80, 90 e 100 bar. Foram avaliadas duas

situações de recolhimento considerando os índices de 50% e 75% de aproveitamento da palha

disponível no campo na geração de vapor.

As configurações do caso 3 foram denominadas por: RRG1, RRG2, RRG3, RRG4. Os

parâmetros considerados na simulação da configuração RRG1 com produção de vapor a partir do

uso de 100% de bagaço de cana e 50% de palha para geração de potência, e consumo de vapor de

processo de 335 kg t-1 cana estão apresentados na Tabela 6.8.

Tabela 6.8. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG1 em quatro níveis de pressão de vapor.

Parâmetros RRG1 RRG1 RRG1 RRG1

Temperatura vapor gerado – [°C] 450 450 450 450

Pressão do vapor - [bar] 45 80 90 100



Consumo vapor no processo – kg/t.cana 335,0 335,0 335,0 335,0

A Tabela 6.9 apresenta os parâmetros de considerados na simulação da configuração RRG2

para produção de vapor a partir do uso de 100% e 75% de palha recolhida para geração de vapor e

consumo de 280 kg t-1cana de vapor no processo.

115







Consumo vapor no processo – kg t-1 cana 280,0 280,0 280,0 280,0


considerando uma demanda de 335 kg t-1 cana de vapor no processo e produção de vapor a partir do

uso de 100% do bagaço e 75% de palha recolhida para geração de vapor.







Consumo vapor no processo – kg t-1cana 335,0 335,0 335,0 335,0


considerando uma demanda de 280 kg t-1 cana de vapor no processo e produção de vapor a partir do

uso de 100% do bagaço e 75% de palha recolhida para geração de vapor.







Consumo vapor no processo – kg t-1cana 280,0 280,0 280,0 280,0

6.6. Resultados da simulação dos ciclos térmicos

Nas simulações dos sistemas de cogeração foram consideradas configurações de ciclos

térmicos convencionais com turbinas de contrapressão e ciclos operando com turbinas de

116

extração/condensação e com reaquecimento do vapor e também ciclos com regeneração.

Para análise dos resultados das simulações foram destacados os seguintes parâmetros: fluxo

de vapor gerado, consumo de vapor no desaerador e regenerador, condições do vapor na expansão

para o reaquecimento e na extração para regeneração, e os índices de potência elétrica e excedentes

produzidos.

6.6.1. Resultados caso 1 – ciclo convencional com regeneração e turbina condensação

Na simulação do caso 1 foi avaliado um ciclo com regeneração para geração de vapor a 22

bar e 320 °C, considerando o aproveitamento de 100 % de bagaço gerado e de 50% e 75 % de palha

recolhida.

As condições de operação do regenerador foram definidas conforme o procedimento de

iteração realizado no caso 2 com simulações de pressões de trabalho do regenerador, com objetivo

de identificar a melhor condição de operação resultando na maior eficiência do ciclo na produção de

energia elétrica.

A Tabela 6.12 apresenta os resultados das simulações de diferentes pressões no regenerador,

para geração de vapor a 22 bar e 320 °C no procedimento iterativo de cálculo adotado no simulador

Cycle-Tempo.

Tabela 6.12. Resultados simulação Caso 1 – Processo iterativo da pressão no regenerador configuração RG1.

Parâmetros Configuração RG1

Pressão no regenerador 7 10 15 20

Produção de vapor – (t h-1) 527,7 543,0 562,4 576,4

Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 51,88 66,71 84,71 96,98

Temperatura da água de alimentação – (°C) 155,0 175,3 193,3 205,7

Temperatura do vapor na extração – (°C) 201,2 235,89 277,8 309,3

Potência elétrica gerada – [MW] 60,87 60,66 59,92 59,0

A partir dos resultados do procedimento iterativo foi verificado a melhor eficiência no ciclo,

utilizando uma pressão de 7 bar no regenerador, indicando a maior produção de potência elétrica

comparada aos outros níveis de pressão de trabalho. Assim foi considerada como a pressão de

trabalho no regenerador.

Como alternativa para evitar problemas de operação no bombeamento foi considerado que a

temperatura do fluxo na saída do regenerador deve ser inferior à temperatura de saturação da água a

7 bar. Assim, foi imposta uma temperatura de 155,0 °C na saída do regenerador, correspondente à

117

temperatura de saturação a uma pressão 20% inferior a pressão de 7 bar considerada no regenerador.

Os parâmetros obtidos na simulação das configurações RG1 e RG2 do caso 1 com vapor

gerado a 22 bar e 320 °C e pressão de operação de 7 bar no regenerador, estão apresentado na

Tabela 6.13.

Tabela 6.13. Resultados de simulação do Caso 1 – Configuração RG1 e RG2 com consumo de vapor no processo de 335,0 kg/t.cana no período de safra.

Parâmetros RG1 RG2

Produção de vapor – (t h-1) 523,4 631,9

Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 47,12 57,8

Temperatura do vapor de extração (°C) 201,1 204,5

Consumo de vapor no desaerador 30,46 37,87

Título do vapor na condensação 88,8 89,5

Potência elétrica gerada – [MW] 60,67 77,69

Índice elétrico total gerado – [kWh t-1 cana] 121,3 155,4

Índice energia excedente – [kWh t-1 cana] 108,83 142,89

Os resultados apresentados na Tabela 5.4 para o caso 2 indicam produção acima de 1

tonelada de vapor por tonelada de cana nas configurações simuladas, considerando o consumo de

vapor de 335 kg t-1 cana no processo produtivo para os dois casos simulados, o fluxo de vapor para o

processo representa cerca de 32 % do total gerado com uso do bagaço e da palha de cana.

A corrente de vapor de extração destinado ao aquecimento da água no regenerador

representa para os casos analisados cerca 9 % do total gerado, e a parcela de vapor consumida no

desaerador representa cerca de 6,0% do total gerado.

Na análise do caso 1 foi considerado o acionamento mecânico das moendas por turbinas de

contrapressão, assim o consumo destinado ao acionamento representa entre 25% e 30% nas duas

simulações. Nas configurações simuladas obteve-se títulos de vapor na saída da turbina de

condensação entre 88% e 89% ou seja, abaixo o nível de 90% indicado.

Os resultados indicaram que o fluxo destinado a produção de potência elétrica e expansão no

último estágio da turbina de condensação, está entre 50% e 53% nas configurações.

A produção de potência elétrica para as configurações RG1 e RG2 do caso 1 com

regeneração indicou um potencial de geração elétrica de 60,7 MW para plantas com aproveitamento

de 50% de palha na geração de vapor a 22 bar, e potencial de geração elétrica de 77,7 MW para

configurações com aproveitamento de 75% de palha na geração de vapor entre de 80 bar e 100 bar.

Os resultados obtidos para a eletricidade excedente produzida nas simulações de RG1 e RG2

indicaram índices de 108,8 kWh t-1cana em sistemas de cogeração com aproveitamento de 50% de

palha de cana, e índices de 142,8 kWh t-1 cana em unidades com geração de vapor a partir do

118

aproveitamento de 75% da palha de cana recolhida.

A Figura 6.7 apresenta um comparativo entre os índices potência elétrica gerada e os índices

de eletricidade excedente produzido.

Os índices de produção de eletricidade obtidos para uma usina típica com aplicação de ciclo

regenerativo e expansão do vapor até a condensação nas turbinas de geração de potência elétrica,

apresentaram diante do aproveitamento de 50% de palha de cana, um potencial de produção de

eletricidade 108,8 kWh t-1 cana, ou seja, cerca de 30 vezes superior ao índice de 3,4 kWh t -1 cana

produzido por usinas típicas do setor.

6.6.2. Resultados caso 2 – Ciclo com reaquecimento

Os resultados da simulação da configuração do caso 2, para quatro níveis de pressão de, 45,

80, 90 e 100 bar e temperatura de 450 °C do vapor na geração, para o aproveitamento de 50% e

75% da palha de cana na geração de vapor, são apresentados nas Tabelas 6.14 a 6.17.

Figura 6.7. Resultados de simulação do Caso 1 – Comparativo da produção de eletricidade excedente em unidade com vapor gerado à 22 bar/320°C para 50% e 75% de palha de cana recolhida.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

121,33

108,83

155,39

142,89

Índice potência elétrica gerada - Caso 1 - 22bar/320°C

(RG1 - 50% de palha) // (RG2 - 75% de palha)

RG1 – Índice Geração RG1 – Índice Excedente

RG2 – Índice de geração RG2 – Índice Excedente

Configurações

Índi

ce d

e g

era

ção

elé

tric

a -

[kW

h/t.

can

a]

119

Tabela 6.14. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R1 com 50% de palha recolhida e consumode vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra.

Parâmetros R1 R1 R1 R1

Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100

Produção de vapor – (t h-1) 403,9 407.4 408.5 409.6

Consumo de vapor no desaerador 19,91 20,99 21,3 21,5

Pressão do vapor na 1°expansão 19,63 33,9 38,0 42,1

Temperatura do vapor na 1°expansão 341,3 334,9 333,5 332,3

Título vapor na condensação 96,6 93,15 92,41 91,73


Índice elétrico total gerado – [kWh t-1cana] 188,2 206,03 209,4 212,4

Índice energia excedente – [kWh t-1cana] 158,9 176,83 180,24 183,20























120












Os resultados obtidos indicam que em todos os casos a geração de vapor superou o índice de

800 kg de vapor por tonelada de cana processada. Portanto para os casos analisados o consumo de

vapor de processo representa entre 35% e 41% do vapor total gerado. A parcela de fluxo de vapor

consumida no desaerador para aquecimento representa na maioria dos casos menos de 5,5% do total

gerado. Em todos os casos simulados com reaquecimento foi obtido título do vapor na saída de

condensação acima de 90% e apenas uma configuração o título obtido foi abaixo de 92%.

Os resultados indicaram que o vapor destinado a produção de potência elétrica e expansão

no último estágio da turbina até a pressão de condensação, foi em torno de 54%, no caso de

unidades com consumo de vapor de processo de 335 kg t -1cana, enquanto para uma planta com

consumo de processo reduzido de 280 kg t-1cana, o vapor destinado para produção de potência

elétrica foi em média 60% do total gerado.

Os resultados obtidos da produção de potência elétrica nas simulações do caso 2 com

reaquecimento, indicaram que com aproveitamento da energia de 100% do bagaço produzido e

ainda o aproveitamento a partir de 50 % da palha disponível no campo, foi possível atingir

capacidade de geração acima de 103,0 MW em todas as configurações simuladas. Os índices de

eletricidade apresentados pelas configurações analisadas indicaram capacidade acima de 200 kWh t-

1cana, para uma usina de capacidade média de moagem de 500 t h-1.

Os resultados das configurações operando com energia disponível de 50% de palha

recolhida e consumo de vapor de processo de 335 kg t-1 cana, índices de excedente gerado entre

159,0 e 188,0 kWh t-1cana, com modesta diferença entre os três níveis de pressões analisados. Os

melhores índices obtidos foram para configuração com geração de vapor a 100 bar e 450 °C. Na

análise dos casos com consumo reduzido de vapor de 280 kg t-1cana no processo, foram obtidos

índices de eletricidade excedente da ordem de 188 kWh t-1 cana nas configurações com geração de

121

vapor a 100 bar e 450 °C.

As configurações R3 e R4 com aproveitamento de 75% de palha recolhida na geração de

vapor, indicaram uma variação na produção de eletricidade excedente entre 205,0 e 238,5 kWh t -1

cana, e em todos os casos os melhores índices de excedente elétrico foram obtidos para máxima

pressão na geração, Na Figura 6.8 são apresentados os resultados dos índices de excedentes em um

comparativo de todos as configurações do caso 2.

O histograma apresentado na Figura 6.8 separa os resultados em quatro níveis de pressão

simulado com distinção para o percentual de palha recolhido e sua influência, e ainda com distinção

para o consumo de vapor de processo.

Os resultados para os casos com geração de potência a partir do uso de 50% da palha de

cana recolhida indicaram uma diferença em torno de 3%, resultando um aumento médio no índice

de produção de eletricidade de 5 kWh t-1cana para os casos com redução de consumo de vapor de

processo. Para os casos com geração de potência a partir o uso de 75% de palha recolhida, foi

verificado um aumento na produção de eletricidade de 26,5% em relação ao caso de 50%. Os

melhores resultados foram obtidos com a máxima pressão de geração de vapor.

6.6.3. Resultados caso 3 – ciclo com reaquecimento e regeneração

A simulação do caso 3 com reaquecimento e regeneração da água de alimentação da

Figura 6.8. Resultados de simulação do Caso 2 – Comparativo da produção de eletricidade excedente em três níveis de pressão no período de safra.

45 80 90 1000

50

100

150

200

250

300

Caso 2 - Reaquecimento - Produção de eletricidade excedente

R1 – 50% palha - 335 [kg/t.cana] R2 – 50% palha - 280 [kg/t.cana]

R3 – 75% palha - 335 [kg/t.cana] R4 – 75% palha - 280 [kg/t.cana]

Pressão vapor - bar

Ind

ice

de

elet

rici

dad

e ex

ced

ente

- k

Wh

/t.c

ana]

122

caldeira, considerou a avaliação de desempenho do ciclo em quatro níveis de pressão e do vapor

gerado e temperatura de 450°C do vapor. As condições impostas no caso 3 são similares ao caso 2,

como disponibilidade de biomassa na geração e as condições de consumo de vapor no processo. Os

parâmetros avaliados nos resultados do caso 3 são os mesmos do caso 2, porém são adicionados os

parâmetros de entrada de vapor no regenerador e seu impacto no desempenho do ciclo.

Para simulação foram considerados quatro condições de operação do regenerador com

pressões de operação de 7, 10, 15 e 20 bar, para avaliar o desempenho do ciclo e produção de

potência elétrica em cada nível de pressão de vapor na simulação. A simulação do caso 3 com

regeneração tem como objetivo identificar a melhor ponto de operação para o regenerador, ou seja,

a melhor condição no aquecimento da água de alimentação que resulte a maior eficiência do ciclo e

produção de potência elétrica.

O procedimento adotado considera a simulação de diversas pressões de trabalho no

regenerador em um processo iterativo. Assim na Tabela 6.18 apresenta como exemplo de cálculo, os

resultados de simulação para configuração RRG1 do Caso 3 com vapor gerado a 80 bar e 450 °C,

realizado no Cycle-Tempo.

Tabela 6.18. Resultados de processo iteração da pressão no regenerador – Configuração RRG1.

Parâmetros Configuração RRG1

Pressão no regenerador 7 10 15 20



Temperatura da água de alimentação – (°C) 155,0 175,3 185,0 205,7

Temperatura do vapor na extração – (°C) 259,1 294,4 336,6 368,1


No procedimento para determinar a condição otimizada de pressão no regenerador, foram

simuladas todas as variações do caso 3, nos diferentes níveis de pressão, consumo de vapor de

processo e biomassa disponível. A pressão de operação com melhor resultado de eficiência e

produção de potência elétrica em todos os casos foi de 15 bar, assim nesse caso foi adotada como a

pressão de trabalho no regenerador.

Na simulação foi considerado que a temperatura do vapor na saída do regenerador deve ser

inferior a temperatura de saturação da água a 15 bar, para evitar problemas de operação na bomba

devido o estado bifásico. Assim, a alternativa considerada para garantir apenas fase líquida no

bombeamento foi imposta uma temperatura de 185,0 °C na saída do regenerador equivalente a

temperatura de saturação em uma pressão 20% menor da pressão no regenerador, ou seja, uma

pressão de 12 bar.

123

Os resultados foram organizados em duas etapas, considerando o inicialmente o

aproveitamento de 50 % da palha na geração de vapor para dois níveis de consumo de vapor de

processo de 335 kg t-1cana e 280 kg t-1cana. E posteriormente considerando o aproveitamento de

75% de palha recolhida na geração de vapor, para dois níveis de consumo de vapor de processo.

Os resultados obtidos na simulação da configuração do caso 3 com reaquecimento e

regeneração, para vapor gerado em pressões de 45, 80, 90 e 100 bar e temperatura de 450 °C, e

condição de pressão de 15 bar no regenerador são apresentados nas Tabelas 6.19 a 6.22.

Tabela 6.19. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG1, com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg t-1 cana no período de safra.





Temperatura do vapor de extração (°C) 404,8 337,3 323,6 311,5





Índice elétrico total gerado – [kWh t-1 cana] 192,6 213,40 217,39 220,88

Índice energia excedente – [kWh t-1 cana] 163,4 184,2 188,2 191,68

Tabela 6.20. Tabela 6.20. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração RRG2, com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra.








Título do vapor na condensação 96,36 92,64 91,84 91,12



Índice energia excedente – [kWh t-1 cana] 168,63 188.98 192,91 196,34

124

Tabela 6.21. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG3, com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra.












Tabela 6.22. Resultados de simulação do Caso 3 – Configuração RRG4, com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra












De acordo com os resultados apresentados nas tabelas 6.19 e 6.20, pode ser verificado que

para as configurações RRG1 e RRG2, a geração de vapor foi superior a 930 kg t-1cana, em todos os

níveis de pressão simulador. O resultado para o fluxo de vapor extraído a 15 bar e destinado ao

aquecimento da água no regenerador representa em média 14% do fluxo total gerado, e o vapor

consumido no desaerador representa em torno de 4,5% do total gerado, para todos os níveis de

pressão simulados.

O fluxo de vapor destinado exclusivamente para produção de potência elétrica, com

expansão na turbina até pressão de condensação, representa cerca de 45% do vapor gerado, no caso

de consumo do vapor exigido no processo seja de 335 kg t-1cana, enquanto para uma planta com

consumo de processo reduzido de 280 kg t-1cana, o vapor destinado para produção de potência

125

elétrica foi em média 51% do fluxo total gerado.

O título do vapor na saída da turbina de condensação, para os níveis de pressão simulados,

atingiu índices acima de 91%, com elevação para os casos com menor pressão de geração, atingindo

título acima de 92% para pressões de 80 bar e título acima de 96% para pressão de vapor de 45 bar.

Os resultados obtidos da produção de potência elétrica nas simulações do caso 3 com

reaquecimento e regeneração, indicaram para as configurações RRG1 e RRG2 um potencial de

geração elétrica entre 96,7 e 99,0 MW para plantas com geração de vapor a 45 bar, e potencial de

geração elétrica entre 106 até 112,7 MW para configurações com geração de vapor entre de 80 bar e

100 bar. A diferença entre a capacidade de geração e a geração de potência em níveis mais altos

indica um aumento em torno de 13,8 % na capacidade.

Os índices de eletricidade excedente obtidos para as configurações RRG1 e RRG2 nas

simulações indicaram valores até 168,6 kWh t-1 cana em sistemas com geração de vapor a 45 bar, e

índices de 196 kWh t-1 cana em unidades com geração de vapor a 100 bar, considerando uma

capacidade média de moagem de 500 t h-1. Os índices obtidos para as configurações RRG3 e RRG4,

com aproveitamento energético de 75% da palha, apontam uma potência de geração de excedentes

na geração de vapor a 45 bar entre 210,3 e 215,5 kWh t-1 cana, enquanto nas unidades com pressão

de vapor acima de 80 bar o potencial de geração de excedentes supera os 230 kWh t -1 cana, podendo

atingir 248 kWh t-1 cana no caso da geração de vapor com pressão de 100 bar.

A Figura 6.9 apresenta um comparativo entre a capacidade de geração de potência elétrica

em diferentes níveis de pressão para as configurações do caso 3, considerando os dois níveis de

consumo de vapor no processo produtivo e a disponibilidade de bagaço e 50% e 75% de palha para

a geração de vapor.

126

Assim para o caso com consumo de vapor no processo de 335 kg t-1cana e disponibilidade de

50% de palha de cana para geração vapor, os resultados indicaram um aumento de cerca de 15% na

produção de eletricidade entre os níveis de pressão de 45 bar e 100bar. Foi possível verificar ainda

que a redução no consumo de vapor para 280 kg t-1cana produziu um aumento médio na produção

de energia elétrica de 2,5%.

O aumento na produção de eletricidade devido o aproveitamento de 75% de palha na

geração de vapor, atingiu cerca de 23% em relação aos índices produzidos pelo aproveitamento de

50% de palha, possibilitando para os casos avaliados atingir aumentos superiores a 50 kWh t-1 cana,

e para as usinas de porte médio analisadas podem ser obtidos aumentos de 25 MW na capacidade de

geração de potência elétrica.

6.7. Resultados – Comparativo dos casos avaliados

Os casos propostos na análise a partir de uma usina convencional, consideram um gradual

crescimento no patamar tecnológico na geração de energia através de elevações na pressão do vapor

gerado, redução no consumo de vapor requerido nas etapas do processo produtivo, eletrificação dos

acionamentos mecânicos de preparo e moendas, e a implementação de ciclos com reaquecimento e

regeneração.

Figura 6.9. Resultados de simulação do Caso 3 – Índice de geração de eletricidade em quatro níveis de pressão no período de safra.

45 80 90 1000,00

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

Caso 2 - Reaquecimento e regeneração - Índice de geração eletricidade

RRG1 – 50% palha - 335 [kg/t.cana] RRG2 – 50% palha - 280 [kg/t.cana]

RRG3 – 75% palha - 335 [kg/t.cana] RRG4 – 75% palha - 280 [kg/t.cana]

Pressão vapor gerado - bar

Índ

ice

ger

ação

- [

kWh

/t.c

ana]

127

Os resultados obtidos nas simulações dos casos, evidencia o potencial de elevação na

capacidade de produção de eletricidade nas usinas do setor no período de safra com o uso de parte

dos resíduos da colheita da cana na geração de vapor.

A verificação da capacidade de geração de eletricidade excedente pode ser feita através de

um comparativo entre as tecnologias avaliadas apresentado na Figura 6.10 em cada caso. Assim a

partir do patamar tecnológico de usina convencional com geração de vapor a 22bar e 320 ºC,

representado pela configuração C1, pode ser observado um aumento superior a 30 vezes em relação

ao índice de energia elétrica gerada pela configuração RG1 que considera o aproveitamento de 50%

palha de cana na geração de vapor e ainda o ciclo com regeneração e condensação do vapor.

A melhoria no desempenho verificado devido o aumento de pressão de 22 bar para 45 bar do

vapor gerado entre as configurações RG1 e R1, indica um aumento de 46,1% na produção de

eletricidade, o avanço considera além do aumento de pressão na geração, o reaquecimento do vapor

gerado. Na avaliação dos possíveis avanços tecnológicos os aumentos na pressão de vapor gerado

nas configurações R1 com reaquecimento, indicou para vapor gerado a 100 bar aumento uma

elevação na produção de eletricidade de 15,2% em relação a configuração R1 com vapor gerado a

pressão de 45bar.

Através da análise comparativa dos casos é possível ainda verificar o aumento de

rendimento na produção de energia elétrica com aplicação de regeneração no ciclo com

Figura 6.10. Resultados de simulação do Caso 3 – Índice de geração de eletricidade em quatro níveis de pressão no período de safra.

0

50

100

150

200

250

3,3738

108,83

158,98

183,20191,68

Comparativo - Geração de eletricidade excedente nos casos estudados

Configuração - 50% palha - 335 kg/t.cana

C1 – 22bar/320°C RG1 – 22bar/320° R1 – 45bar/450°C R1 – 100bar/450°C RRG1 – 100bar

Configurações

Índ

ice

de

ge

raçã

o d

e e

letr

icid

ade

exc

ed

ent

e [k

Wh/

t.can

a]

128

reaquecimento, conforme indicado na Figura 6.10. Assim a capacidade de geração de eletricidade

na configuração RRG1 com reaquecimento e regeneração é 4,6% superior a configuração R1

apenas com reaquecimento, ambas com geração de vapor a 100bar.

A partir da análise dos casos propostos foi identificado que as configurações com maior

desempenho na produção de eletricidade excedente, foram as configurações do caso 3 com

reaquecimento e regeneração. Assim as configurações RRG1 à RRG4 com geração de vapor à 100

bar e 450 °C, são consideradas as melhores alternativas para geração de energia elétrica excedente

nos sistemas de cogeração com aproveitamento do bagaço e palha de cana.

6.8. Resultados – Projeção de consumo de sorgo na entressafra de cana

A avaliação da capacidade de geração de eletricidade em sistemas de cogeração usando

bagaço e palha de cana, revela um determinado potencial de comercialização de energia elétrica

durante o período de safra, assim a perspectiva de geração de eletricidade durante o ano todo pode

ser viabilizada através do aproveitamento do sorgo biomassa no período de entressafra. No entanto,

a possibilidade de uso do sorgo requer uma projeção do consumo e consequentemente uma

estimativa da produção e da área de cultivo.

A projeção da quantidade de sorgo biomassa necessária no período de entressafra considera

dois possíveis cenários de geração de eletricidade: 1) Garantir o mesmo índice de eletricidade

excedente comercializado no período de safra; 2) Geração de eletricidade referente ao somatório

entre o excedente comercializado na safra e a energia elétrica não consumida pela planta no período

de entressafra.

As condições e parâmetros adotados como referência ao sistema de cogeração utilizado na

geração de eletricidade no período de safra utilizando, estão detalhadas na Tabela 6.23. A

determinação da área necessária para plantio de cana tem como referência uma usina de capacidade

média de 500 toneladas de cana por hora e produtividade de cana de 100 t ha-1.

Tabela 6.23. Projeção de produção de eletricidade em usina media de 500 [t/h] no período de safra.

Parâmetros Safra

Disponibilidade biomassa - [%] 50% palha 75% palha

Período de safra – [dias] 190 190

Configuração da planta 100bar/450°C 100bar/450°C

Potência elétrica comercializada – [MW] 95,8 121,8

Consumo de combustível total – (t h-1) 175,0 200,0

Produção de vapor na planta – (t h-1) 473,9 569,2

Área de cana plantada por ano – [ha ano-1] 22800 22800

129

As condições consideradas na colheita do sorgo foram um ciclo médio entre plantio e

colheita de 105 dias; umidade entre 50% e 60% na colheita; e produtividade média entre 35,0 e 45,0

t ha-1 matéria seca. O poder calorífico superior determinado para as amostras de sorgo biomassa tem

valor médio de 17,59 MJ kg -1.

O cálculo do fluxo de combustível foi realizado a partir da determinação da energia térmica

necessária para garantir a produção de potência elétrica contratada para comercialização. O cálculo

para determinar a energia térmica fornecida pelo combustível na caldeira é realizado a partir da

relação entre a eficiência de um ciclo térmico com reaquecimento e regeneração e a potência

elétrica a ser comercializada no período.

O fluxograma do ciclo térmico com reaquecimento e regeneração apresentado na Figura

6.11 representa a configuração considerada nas simulações do caso para geração de potência

elétrica no período de entressafra. As simulações foram realizadas considerando sistemas com

limitação da temperatura do vapor gerado em 450 °C e pressão de vapor gerado a 100bar.

A configuração adotada na simulação do ciclo utilizado não inclui o consumo de vapor

destinado ao processo de produção de etanol no período de safra. Portanto, são consideradas duas

extrações de vapor destinadas ao consumo no regenerador e no desaerador. As configurações

referentes aos cenários Cn1 e Cn2, consideram acionamentos realizados por motores elétricos.

130

O caso considerado no período de entressafra de uma planta com geração de eletricidade

exclusivamente a partir do sorgo biomassa e tem como referência um ciclo térmico semelhante a

configuração RRG1 do caso 3 proposto nesse estudo, com ciclo com reaquecimento e regeneração.

Os cenários avaliados consideram duas situações de disponibilidade de energia equivalentes a

energia fornecida pelo aproveitamento de 50% e 75% de palha de cana no período de safra.

Pelos resultados apresentados nas Tabelas 6.19 para configuração RRG1 com 50% de palha

de cana e para configuração RRG2 na Tabela 6.20 com 75% de palha de cana, os índices de

eletricidade comercializados na safra são de 191,68 kWh t-1 cana e de 243,67 kWh t-1 cana e são

Figura 6.11. Fluxograma do ciclo considerado na geração de eletricidade no período de entressafra.

131

adotados como referência para o período de entressafra, resultando em dois níveis de potência

comercializada de 95,8 MW e 121,8 MW.

No caso da projeção para o cenário Cn2, a potência elétrica gerada seria equivalente a

energia comercializada no período de safra mais a energia elétrica consumida em uma unidade de

produção de etanol com eletrificação dos acionamentos de moagem de cana, ou seja, um índice de

28,5 kWh t-1 cana.

Os resultados da simulação da configuração indicou uma eficiência de 36% na produção de

potência para o ciclo térmico adotado.

Assim a projeção do consumo de sorgo considerando dois possíveis cenários Cn1 e Cn2,

para geração de eletricidade no período de entressafra são apresentados na Tabela 6.24.

Tabela 6.24. Projeção de produção de eletricidade em usina media de 500 [t/h] no período de safra

Parâmetros Cn1 Cn2

Período - [dias] 165 165 165 165

Disponibilidade biomassa - [%] 100% sorgo 100% sorgo 100% sorgo 100% sorgo

Configuração da planta 100bar/450°C 100bar/450°C 100bar/450°C 100bar/450°C

Potência comercializada – [MW] 95,8 121,8 110,4 136,4

Energia térmica fornecida – [MW] 267,0 339,4 307,6 380,0

Consumo combustível – (t h-1) 140,1 178,06 161,4 199,4

Fluxo de vapor destinado a condensação – (t h-1)

340,0 433,2 392,4 485,1

A projeção da área de sorgo plantada tem como referência à área de cana plantada na safra

para manter uma usina média durante a safra.

Os cálculos da área reservada ao plantio do sorgo têm como premissa o período médio de

safra de 190 dias e assim um período de entressafra de 175 dias. A Tabela 6.25 apresenta uma

projeção da área de cultivo do sorgo biomassa, considerando manter plantas de cogeração com

capacidade de produção de potência elétrica equivalente aos índices obtidos nas simulações do caso

3 em dois cenários Cn1 e Cn2, devido a sistemas que operam com aproveitamento de 50% e 75%

de palha na geração de vapor.

Tabela 6.25. Projeção de área de cultivo do sorgo biomassa para uma usina media de 500 t h-1 cana.

Parâmetros Cn1 Cn2

Potência comercializada – [MW] 95,8 121,8 110,4 136,4

Índice de produtividade sorgo – [t ha-1 ] 80,0 80,0 80,0 80,0

Consumo de sorgo no período – [t ano-1 ] 588,3 747,86 677,9 837,5

Área plantada por ano – [ha ano1 ] 7353,6 9348,3 8474,0 10468,7

132

O índice de produtividade médio adotado na estimativa da área de plantio de sorgo foi de

40,0 t. ha-1, considerando a umidade da biomassa disponível para combustão de 50% no momento

da colheita, resultando assim em uma disponibilidade de sorgo biomassa de 80,0 t. ha-1 para geração

de energia na usina.

Os resultados obtidos para a quantidade total de sorgo necessária para produção de

eletricidade no período de entressafra, indicam que a área destinada ao cultivo do sorgo deve ter de

35% e 45,9% da área de cultivo da cana.

De acordo com pesquisas conduzidas em campo para avaliar o potencial de produção e as

áreas de plantio do sorgo como cultura complementar a cana-de-açúcar, são indicadas as áreas de

reforma de canaviais como potenciais áreas para o cultivo do sorgo biomassa. Portanto,

considerando uma usina com capacidade média de moagem de 500 t h-1 de cana, em um período de

200 dias de safra, a área destinada ao plantio de cana é cerda de 22.800 ha ano-1, relativo a uma

produtividade média de cana de 100 t ha-1.

133

7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHO FUTUROS

Neste trabalho foi avaliada a capacidade de produção de energia elétrica em usinas

sucroalcooleiras considerando o emprego de tecnologias para aumento do desempenho, utilizando

bagaço e palha de cana no período de safra e sorgo biomassa no período de entressafra.

Foram avaliados três sistemas de recolhimento de palha de cana, para estimar o consumo de

energia nas operações de campo e na usina que envolvem o recolhimento dos resíduos da colheita

da cana. O sistema de recolhimento por colheita integral apresentou o menor consumo de

combustível, com cerca de 30% do consumo específico estimado para as rotas de recolhimento por

enfardamento e forrageira. Os resultados em relação ao índice de recolhimento de palha indicaram

que o aumento de 50% para 75% promove uma redução em torno de 40% no consumo de

combustível por tonelada de palha recolhida. As rotas de enfardamento e forrageira exigem um

maior número de operações no campo, além de novos e diversificados equipamentos, enquanto que

o recolhimento por colheita integral utiliza os mesmos equipamentos nas operações de campo e de

transporte que são utilizados na colheita convencional. No entanto, é necessário a instalação de um

sistema de separação e trituração da palha na unidade industrial. Porém devido a palha ser

transportada com a carga, uma menor quantidade de cana é transportada para a usina por viagem,

impondo assim a necessidade de um maior número viagens e de caminhões adicionais. Para o

recolhimento de 50% da palha disponível no campo foi calculado um aumento de 54% no número

de viagens, e um aumento de 90% quando o recolhimento da palha é de 75%.

Os resultados da estimativa de energia disponível por hectare e do potencial de

aproveitamento da palha de cana como combustível, indicam elevada disponibilidade de energia

comparável ao bagaço utilizado e ao etanol produzido. A energia disponível em 50% da palha

recolhida corresponde a 70% da energia disponível no bagaço de cana e a 80% da energia

disponível no etanol produzido.

As biomassas apresentaram valores semelhantes de poder calorífico superior, entre 17,0 e

17,6 MJ kg-1. A análise do bagaço de cana mostrou semelhança com relação aos valores de material

volátil e carbono apresentados na literatura. As amostras de palha de cana e de sorgo apresentaram

elevado teor de cinzas comparados ao bagaço de cana. No caso das folhas secas de cana e o sorgo

biomassa o teor de cinzas foi em torno de 6,2% o que representa aproximadamente o dobro do teor

de cinzas do bagaço de cana. O teor de cinzas apresentado para a palha misturada foi superior a

10%.

Os resultados das análises térmicas das biomassas analisadas mostrou proximidade em todos

134

os pontos identificados como início e fim da degradação dos constituintes estruturais, em todas as

condições analisadas.

A análise elementar das cinzas para a palha na forma de folhas secas resultou um teor de

componentes inorgânicos, como potássio e cloro, semelhantes aos encontrados nas amostras de

bagaço, indicando uma menor probabilidade de problemas relacionados a depósitos de cinzas. A

análise das cinzas da palha coletada do solo indicou um maior teor de potássio e cloro na sua

composição, no caso do potássio 44% superior ao bagaço de cana e um teor de cloro 10 vezes

superior. A amostra de sorgo biomassa apresentou composição com maior teor de componentes

como o potássio e o cloro, com teor de óxidos de potássio acima de 40% e teor de cloro acima de

14%.

A fusibilidade das cinzas e a tendência na formação de incrustações e depósitos nas

superfícies de troca térmica, foram analisadas a partir de correlações da literatura. A amostras das

cinzas de folhas secas e de bagaço de cana indicaram baixa tendência à formação de depósitos e

incrustações, enquanto as amostras de palha de cana misturada e de sorgo biomassa apresentaram

alta probabilidade a formação de incrustações e depósitos de cinzas fundidas nas superfícies de

troca térmica.

O acionamento de moendas e preparo de cana de uma planta típica representa quase 60% do

consumo total de energia térmica da planta, como também o consumo de vapor para o acionamento

dos sistemas de bombeamento é significativo representando cerca de 8,0% da energia térmica.

Na análise da eficiência do sistema de cogeração convencional foi calculado um índice de

geração de excedente de energia elétrica de 3,4 kWh t-1cana, devido às condições de baixa eficiência

do ciclo e a baixa eficiência isentrópica das turbinas de acionamento mecânico.

Para aumento do desempenho dos sistemas de cogeração foram estudadas configurações

com redução do consumo de vapor no processo produtivo, substituição das turbinas de baixa

eficiência isentrópica por motores elétricos nos acionamentos e melhorias nos ciclos térmicos,

através do ciclo com reaquecimento e regeneração.

Apenas pela utilização de 50% da palha de cana para geração de vapor e eletricidade em

turbinas de extração/condensação resultou em um excedente de energia elétrica de 108,8 kWh t-

1cana, que representa um excedente 30 vezes superior ao apresentado pela usina convencional,

utilizando apenas bagaço de cana.

O aumento na capacidade de geração de eletricidade fica evidente a cada melhoria adotada

no ciclo e no processo de produção. Através da redução no consumo de vapor no processo pela

eletrificação dos acionamentos, além de melhorias no ciclo térmico como o aumento da pressão do

vapor para 100 bar, reaquecimento e regeneração o excedente de energia elétrica pode chegar a

135

191,7 kWh t-1cana.

Considerando uma usina que processa 500 t h-1cana e utiliza 50% de palha de cana como

combustível, a capacidade de potência elétrica excedente da usina termelétrica anexa pode atingir

95,8 MW

No período de entressafra a utilização do sorgo biomassa como combustível pode manter a

usina termelétrica, utilizando cerca de 35% da área destinada ao cultivo da cana.

7.1. Sugestões para trabalho futuros

Como sugestões para futuros trabalhos de pesquisa sobre o tema, propõe-se investigar:

- Análise da viabilidade econômica dos ciclos térmicos estudados a partir dos dados técnicos

produzidos neste trabalho;

- Desenvolvimento de pesquisas relacionadas ao comportamento da combustão da palha de

cana em caldeiras, para definição mais precisa dos parâmetros de fusibilidade das cinzas que

determinam a tendência formação de incrustações e corrosão;

- Investigações sobre a viabilidade da recuperação e aproveitamento da palha de cana via

colheita integral;

- Desenvolvimento e aperfeiçoamento dos sistemas de separação e limpeza de palha;

- Aprofundamento das investigações sobre as condições de produção, disponibilidade e

combustão do sorgo biomassa.

136

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145

8 APÊNDICE A – Sistemas de Recolhimento de Palha de Cana

Este apêndice contém a descrição dos três sistemas ou rotas de recolhimentos que foram analisados

nesse trabalho:

1. Enfardamento – Processo de recolhimento da palha deixada no solo que permite o

aumento da densidade e embalamento dos resíduos em fardos, utilizando enfardadora, visando

padronizar e reduzir o custo de transporte dos resíduos.

2. Forrageira – Processo de recolhimento que realiza a trituração dos resíduos deixados no

solo, utilizando uma forrageira, sendo carregado e transportado, separadamente da cana, até a

usina.

3. Colheita Integral – Processo de recolhimento que realiza o carregamento e transporte dos

resíduos juntamente com a cana até usina, sendo realizada a limpeza e separação dos resíduos na

usina, através de uma estação de separação da palha.

As operações que compõem cada sistema de recolhimento são descritas a seguir.

Enfardamento

O sistema de recolhimento da palha por enfardamento compreende as seguintes etapas

descritas abaixo, e estão representadas no fluxograma da Figura A.1.

Colheita mecanizada – Operação de colheita e picagem da cana com retirada da palha pela

utilização das colhedoras de cana. A palha é separada pela máquina e lançada ao solo, por meio de

ventiladores extratores de palha da colhedora. Parte da palha não separada pela máquina segue para

a usina junto com a cana, sendo processada juntamente com a cana.

Enleiramento da palha – A palha deixada no solo após a colheita passa por um processo de

agrupamento do material realizado por uma enleiradora, o que permite facilitar a operação da

enfardadora.

Enfardamento – Operação que consiste no recolhimento da palha do solo, aglomeração e prensagem

da palha e liberação do fardo no solo. Todas essas operações são realizadas pela enfardadora.

Carregamento dos Fardos – Os fardos deixados no solo pela enfardadora são recolhidos por

máquinas carregadoras e posicionados adequadamente em caminhões para o transporte.

Transporte – Operação de transporte dos fardos até usina, realizada por caminhões tipo plataforma.

Descarregamento dos Fardos – Operação realizada por máquinas carregadoras ou pás carregadoras,

146

no pátio industrial.

Carregamento dos Fardos na esteira – Operação de retirada dos fardos do pátio industrial e

carregamento da esteira do triturador estacionário.

Trituração – Operação de trituração dos fardos a fim de reduzir o tamanho da biomassa adequado à

combustão na caldeira.

Forrageira

Figura 8.1. Fluxograma do processo de recolhimento da palha de cana pelo sistema de enfardamento

Colheita Mecanizada

EnfardamentoCarregamen

to

Transporte

Enleiramento

Descarregaamento

CaldeirasTrituração

147

O sistema de recolhimento da palha por forrageira compreende as etapas descritas abaixo, e

estão representadas no fluxograma da Figura A.2.

Colheita mecanizada – Operação de colheita e picagem da cana com retirada da palha pela

utilização das colhedoras de cana. Essa operação segue a mesmo padrão descrito no enfardamento.

Enleiramento da palha – Operação onde a palha deixada no solo após a colheita passa por um

processo de agrupamento do material realizado por uma enleiradora, o que permite facilitar a

operação de recolhimento.

Forrageira – Operação que consiste em recolher e triturar a palha enleirada no solo, por meio da

forrageira, que efetua a picagem dos resíduos e carrega o material diretamente em caçambas

denominadas transbordo, que acompanha a forrageira durante sua operação na área.

Carregamento – Operação de deposição da carga de palha nos caminhões de transporte, realizado

pelas caçambas de transbordo.

Transporte até a usina – Operação realizada por caminhões canavieiros que são utilizados no

transporte de cana, denominados rodotrem.

Descarregamento – Operação consiste na retirada do material do caminhão, realizada por máquinas

tipo pá-carregadeira, e descarregamento nas esteiras de alimentação da caldeira.

148

Colheita Integral

O sistema de recolhimento da palha por colheita integral compreende as etapas, descritas abaixo

e estão representadas no fluxograma da Figura A.3.

Colheita Mecanizada – No sistema de colheita integral as operações de corte e picagem da cana são

realizadas sem o processo de separação da palha da cana, pela colhedora de cana. Os resíduos são

processados e carregados junto com a cana para a indústria. As colhedoras de cana possuem

Figura 8.2.Fluxograma do processo de recolhimento por forrageira

Colheita Mecanizada

Recolhedora forrageira

Carregamento

Transporte

Caldeiras

Enleiramento

Descarregamento

149

normalmente dois ventiladores para extração da palha durante a colheita dos colmos. A quantidade

de palha recolhida juntamente com o colmo pode ser regulada através do controle de velocidade ou

desligamento total dos ventiladores. As pontas da cana podem também ser recolhidas através da

desativação do mecanismo de corte das pontas.

Carregamento/Transbordo - Operação de deposição do material colhido, cana e palha, em caçambas

transbordo que acompanham a colhedora durante a colheita, este equipamento realiza a

transferência do material colhido para os caminhões canavieiros de transporte.

Transporte – Operação realizada por caminhões canavieiros que são utilizados no transporte de

cana, denominados rodotrem. A densidade de carga nesse sistema de colheita é alterada em relação

ao sistema convencional de colheita de cana, devido ao volume ocupado pela palha que possui

menor densidade.

Descarregamento – Operação que ocorre conforme o processo convencional de descarregamento de

cana na usina, ou seja, cana e palha são descarregadas ao mesmo tempo em uma mesa de

alimentação que direciona o material através de uma esteira até uma estação de separação e limpeza

de cana.

Estação de limpeza à seco – Operação que permite a separação da carga composta de cana e de

palha descarregada na mesa de alimentação. Esse processo de separação ocorre por meio do arrasto

pneumático gerado por ventiladores separadores instalados nas câmaras de separação, separando

por diferença de densidade e direcionando palha e cana por rotas distintas. A palha separada é

encaminhada para um de processo de trituração.

Trituração – Operação em que a palha separada na estação de limpeza à seco é direcionada para os

trituradores, promovendo redução da granulometria do material e conferindo maior densidade,

compatível ao bagaço de cana e adequada para a combustão nas caldeiras.

150

Figura 8.3. Fluxograma do sistema de colheita integral

Colheita Mecanizada

Transportedescarregamento

Estação de Separação

Caldeiras

Carregamento

Palha de cana

Colmos de cana

Moagem

Trituração

151

9 APÊNDICE B – Resultados simulação dos ciclos térmicos

Este apêndice contém o diagramas de temperatura e entropia representativos dos ciclos

térmicos simulados:

1. Diagrama Txs do ciclo térmico convencional simulado no Capítulo 5:

Figura 9.1. Diagrama Txs do ciclo térmico convencional

Water/Steam properties

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

Entropy [kJ/kg.K]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Tem

pera

ture

[°C

]

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

1.5 bar

22 bar

152

2. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 1 Capítulo 6:

Figura 9.2. Diagrama Txs do ciclo térmico - Caso 1


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

Entropy [kJ/kg.K]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Tem

pera

ture

[°C

]

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

22 bar

Reaquecedor - 15bar

Condensador - 0.2 bar

Processo - 2.5 bar

153


Figura 9.3. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado - Caso 2


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

Entropy [kJ/kg.K]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Tem

pera

ture

[°C

]

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

45 bar

2.5 bar

0.2 bar

154


Figura 9.4. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 3


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

Entropy [kJ/kg.K]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Tem

pera

ture

[°C

]

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

100 bar

15 bar

2.5 bar

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