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 6.9. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG2 em quatro níveis de pressão de vapor.............................................................................................................................115
Tabela 6.10. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG3 em quatro níveis de pressão de vapor.............................................................................................................................115
Tabela 6.11. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG4 em quatro níveis de pressão de vapor.............................................................................................................................115
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 6.15. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R2 com 50% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra........................................119
Tabela 6.16. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R3 com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra........................................119
Tabela 6.17. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R4 com 75% de palha recolhida e consumo de vapor no processo de 280 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
Temperatura na saída – (ºC) 205
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
Temperatura na saída – (ºC) 105
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
Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85 85 85
Energia aproveitada do combustível – [MW] 349,5 349,5 349,5 349,5
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
Tabela 6.9. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG2 em quatro níveis de pressão de vapor.
Parâmetros RRG2 RRG2 RRG2 RRG2
Temperatura vapor gerado – [°C] 450 450 450 450
Pressão do vapor - [bar] 45 80 90 100
Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85 85 85
Energia aproveitada do combustível – [MW] 349,5 349,5 349,5 349,5
Consumo vapor no processo – kg t-1 cana 280,0 280,0 280,0 280,0
A Tabela 6.10 apresenta os parâmetros de considerados na simulação da configuração RRG3
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.
Tabela 6.10. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG3 em quatro níveis de pressão de vapor.
Parâmetros RRG3 RRG3 RRG3 RRG3
Temperatura vapor gerado – [°C] 450 450 450 450
Pressão do vapor - [bar] 45 80 90 100
Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85 85 85
Energia aproveitada do combustível – [MW] 421,5 421,5 421,5 421,5
Consumo vapor no processo – kg t-1cana 335,0 335,0 335,0 335,0
A Tabela 6.11 apresenta os parâmetros de considerados na simulação da configuração RRG4
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.
Tabela 6.11. Parâmetros adotados nas simulações da configuração RRG4 em quatro níveis de pressão de vapor.
Parâmetros RRG3 RRG3 RRG3 RRG3
Temperatura vapor gerado – [°C] 450 450 450 450
Pressão do vapor - [bar] 45 80 90 100
Eficiência caldeira base PCI – [%] 85 85 85 85
Energia aproveitada do combustível – [MW] 421,5 421,5 421,5 421,5
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
Potência elétrica gerada – [MW] 94,09 103,01 104,72 106,2
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
Tabela 6.15. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R2 com 50% de palha recolhida e consumode vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra.
Parâmetros R2 R2 R2 R2
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 401,69 405,7 406,9 408,2
Consumo de vapor no desaerador 21,60 22,86 23,15 23,44
Pressão do vapor na 1°expansão 18,32 32,3 36,3 40,4
Temperatura do vapor na 1°expansão 333,06 328,8 328,0 327,4
Título vapor na condensação 97,03 93,45 92,7 92,0
Potência elétrica gerada – [MW] 96,81 105,52 107,19 108,64
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1cana] 193,6 211,0 214,4 217,3
Índice energia excedente – [kWh t-1cana] 165,1 181,8 185,2 188,1
Tabela 6.16. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R3 com 75% de palha recolhida e consumode vapor no processo de 335 kg/t.cana no período de safra.
Parâmetros R3 R3 R3 R3
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 483,98 488,8 490,3 487,9
Consumo de vapor no desaerador 25,42 26,89 27,25 27,54
Pressão do vapor na 1°expansão 18,27 32,25 36,3 40,0
Temperatura do vapor na 1°expansão 332,7 328,7 327,8 326,0
Título vapor na condensação 97,05 93,5 92,7 92,0
Potência elétrica gerada – [MW] 116,82 127,31 129,33 131,1
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1cana] 233,65 254,63 258,65 262,15
Índice energia excedente – [kWh t-1cana] 205,15 226,43 230,15 233,65
120
Tabela 6.17. Resultados de simulação do Caso 2 – Configuração R4 com 75% de palha recolhida e consumode vapor no processo de 280 kg/t.cana no período de safra.
Parâmetros R4 R4 R4 R4
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 481,6 487,0 488,66 486,68
Consumo de vapor no desaerador 27,07 28,72 29,12 29,45
Pressão do vapor na 1°expansão 17,2 30,8 34,82 38,82
Temperatura do vapor na 1°expansão 325,3 323,2 322,8 322,4
Título vapor na condensação 97,44 93,78 92,98 92,3
Potência elétrica gerada – [MW] 119,57 129,84 131,81 133,54
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1cana] 239,15 259,68 263,62 267,01
Índice energia excedente – [kWh t-1cana] 210,65 231,18 235,12 238,57
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
Produção de vapor – (t h-1) 447,58 459,10 474,23 486,57
Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 45,25 56,77 71,32 82,87
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
Potência elétrica gerada – [MW] 106,41 106,81 106,97 106,85
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.
Parâmetros RRG1 RRG1 RRG1 RRG1
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 464,98 470,56 472,24 473,84
Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 63,02 67,36 68,4 69,3
Temperatura do vapor de extração (°C) 404,8 337,3 323,6 311,5
Pressão do vapor na 1°expansão 21,71 38,15 42,8 47,44
Temperatura do vapor na 1°expansão 353,5 349,3 348,2 347,2
Título vapor na condensação 96,0 92,39 91,6 90,9
Potência elétrica gerada – [MW] 96,31 106,7 108,69 110,43
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.
Parâmetros RRG2 RRG2 RRG2 RRG2
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 462,53 468,54 470,38 472,21
Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 62,42 66,60 67,68 68,65
Temperatura do vapor de extração (°C) 411,5 341,8 327,6 315,2
Pressão do vapor na 1°expansão 20,54 36,73 41,37 45,99
Temperatura do vapor na 1°expansão 346,7 341,7 343,9 343,4
Título do vapor na condensação 96,36 92,64 91,84 91,12
Potência elétrica gerada – [MW] 98,91 109,09 111,05 112,77
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1 cana] 197,83 218,18 222,11 225,54
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.
Parâmetros RRG3 RRG3 RRG3 RRG3
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 557,2 564,73 566,9 569,2
Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 75,17 80,53 81,79 82,98
Temperatura do vapor de extração (°C) 411,9 342,0 327,8 315,3
Pressão do vapor na 1°expansão 20,48 36,67 41,33 45,95
Temperatura do vapor na 1°expansão 346,4 344,3 343,8 343,2
Título do vapor na condensação 96,36 92,65 91,85 91,13
Potência elétrica gerada – [MW] 119,38 131,65 134,01 136,08
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1 cana] 238,77 263,3 268,0 272,2
Índice energia excedente – [kWh t-1 cana] 210,3 234,8 239,5 243,67
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
Parâmetros RRG4 RRG4 RRG4 RRG4
Pressão do vapor gerado – (bar) 45 80 90 100
Produção de vapor – (t h-1) 554,6 562,8 564,9 567,3
Extração de vapor para regenerador – (t h-1) 74,5 79,99 81,0 82,2
Temperatura do vapor de extração (°C) 417,9 346,0 331,6 318,6
Pressão do vapor na 1°expansão 19,48 35,44 40,0 44,69
Temperatura do vapor na 1°expansão 340,4 340,1 339,7 339,6
Título do vapor na condensação 96,66 92,87 92,07 91,32
Potência elétrica gerada – [MW] 122,01 134,07 136,38 138,42
Índice elétrico total gerado – [kWh t-1 cana] 244,0 268,1 272,7 276,8
Índice energia excedente – [kWh t-1 cana] 215,5 239,6 244,3 248,34
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
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
22 bar
Reaquecedor - 15bar
Condensador - 0.2 bar
Processo - 2.5 bar
153
3. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 2 Capítulo 6:
Figura 9.3. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado - Caso 2
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
45 bar
2.5 bar
0.2 bar
154
4. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 3 Capítulo 6:
Figura 9.4. Diagrama Txs do ciclo térmico simulado no Caso 3
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
100 bar
15 bar
2.5 bar
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