Desenvolvimento Tecnológico do Aproveitamento Energético ... · Relativamente ao consumo de...

Desenvolvimento Tecnológico do Aproveitamento Energético da

Biomassa a Nível Industrial

Pedro Lorga Nunes de Sousa

Dissertação para a obtenção do grau de Mestre em Engenharia Química

Júri Presidente: Professor João Carlos Moura Bordado, DEQB, IST, UTL

Orientador: Professor Clemente Manuel Pedro Vicente Nunes, DEQB, IST, UTL

Co-orientador: Engenheiro Bruno Silveirinha, Indústria Fibras e Madeira, Investwood

Vogais: Professora Maria Cristina Carvalho Silva Fernandes, DEQB, IST, UTL

Professor Henrique Aníbal Santos de Matos, DEQB, IST, UTL

Novembro 2009

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Agradecimentos

Em primeiro lugar, desejo agradecer ao Professor Doutor Clemente Pedro Nunes pela sua prestável

orientação, não só a nível académico, mas também no que diz respeito às relações humanas no meio empresarial.

Ao Professor Henrique Matos e à Professora Mª Cristina Fernandes pelo empenho de ambos, que sempre

acrescentaram valorosas contribuições para o progresso da tese.

Ao Engenheiro Bruno Silveirinha, da empresa I.F.M., pela sua disponibilidade e dedicação ao longo destes

meses e também por sempre ter acreditado na possibilidade de sucesso, mesmo durante as adversidades que se

abateram durante a realização do presente trabalho.

Ao Engenheiro Costa Cabral pela oportunidade de estagiar em Valbom.

À Doutora Filomena Pinto e ao Doutor Ibrahim Gulyurtlu, do INETI – LNEG, pela amabilidade de

oportunidade de realização dos ensaios de gaseificação nas instalações do INETI, que em muito contribui para a

valorização da tese de mestrado.

Aos Professores João Luís Miranda e Sérgio Correia, da ESTG de Portalegre, pela extrema simpatia com que

acolheram todas as dúvidas e pedidos de informação acerca da realização de testes de gaseificação numa

instalação piloto como a da ESTG.P.

Às Professoras Maria Joana Neiva Correia e Helena Monteiro pela sua amabilidade e permissão de utilização

dos recursos dos laboratórios do DEQB para a execução dos ensaios ao Licor Negro.

Ao Professor Hermínio Diogo e à Doutora Susana Pinto pela disponibilidade de realização do útil ensaio de

calorimetria ao Licor Negro.

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Resumo

A biomassa é uma fonte de energia renovável abundante, barata e com grande potencial de desenvolvimento.

Pode ser gerada propositadamente ou reutilizada e reciclada. No presente trabalho pesquisou-se a produção

nacional, custo de aquisição da biomassa e principais consumidores.

São abordados os temas relativos a processos industriais que recorrem à combustão directa ou gaseificação

da biomassa, nos termos das suas características, parâmetros e condições operatórias de cada processo e também

vantagens e desvantagens das diferentes tecnologias na produção de energia térmica.

São analisados os variados sistemas de combustão e gaseificação de biomassa, conjuntamente com os

sistemas de tratamento de correntes gasosas mais eficazes para o efeito e as diferentes possibilidades de geração

de vapor de água em caldeiras.

Relativamente ao consumo de biomassa, condições operatórias da fornalha e produção de vapor de água na

caldeira Lambion da fábrica I.F.M., em Tomar, efectuou-se um estudo detalhado que relaciona os referidos

temas e conjectura sobre a eficiência do processo de combustão e geração de vapor, em termos quantitativos e

qualitativos.

No sentido de dar um destino economicamente viável e ambientalmente amigável ao Licor Negro (LN),

estudou-se a possibilidade de combustão/gaseificação deste efluente, convertendo-o num produto secundário do

processo. Para o efeito, foram estudados os temas e realizados os ensaios necessários à sua caracterização,

também em termos da influência do teor de humidade no poder calorífico do LN, alternativas de pré-tratamento

(centrifugação, evaporação e filtração) necessárias para a sua admissão a fornalhas/gaseificadores, entrando

sempre em conta com a integração energética destas etapas no processo industrial.

Palavras Chaves

Biomassa, Combustão Directa, Gaseificação, Fornalha de Grelha Móvel, Gaseificador de Leito Fluidizado,

Caldeira Aqua-Piro-Tubular, Licor Negro;

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Índice 1. Introdução ao Aproveitamento Energético da Biomassa ............................................................... 8

1.1. Importância da Utilização da Biomassa................................................................................... 8 1.2. Análise Quantitativa da Utilização de Biomassa ..................................................................... 8 1.3. Fontes de biomassa ................................................................................................................. 9 1.4. Características da biomassa .................................................................................................. 10 1.5. Mercado da madeira - Portugal ............................................................................................ 12 1.6. Informação Global sobre Consumos de Biomassa em Empresas Portuguesas ..................... 14 1.7. Processos Tecnológicos de Queima de Biomassa e Produção de Fluidos Térmicos ............. 20

1.7.1. Equipamentos de Pré-Tratamento e Alimentação de Biomassa ................................... 20

1.7.2. Processo de Combustão por via Directa e por Gaseificação Prévia .............................. 21

1.7.3. Sistema de Tratamento de Poluentes ........................................................................... 28

1.7.4. Comparação de Processos Tecnológicos de Queima de Biomassa e Consequente Geração de Vapor de Água ............................................................................................................ 31

(i) Reactores de Leito Fixo ............................................................................................................... 33

(ii) Reactores de Leito Fluidizado .................................................................................................... 38

(iii) Produção de Vapor em Caldeiras .............................................................................................. 41

(iv) Análise Comparativa entre Combustão por via Directa e por Gaseificação Prévia ........... 44

2. Dados Industriais sobre a I.F.M. e a Valbopan .............................................................................. 47

2.1. Registos Globais de Produção de Vapor e Consumo de Biomassa da IFM ........................... 47 2.2. Resultados Ambientais de Combustão de Biomassa na I.F.M. ............................................. 60 2.3. Análise Estratégica de Reconversão de Biomassa na Caldeira da Valbopan ........................ 61

3. Resultados Laboratoriais do Licor Negro ...................................................................................... 63

3.1. Densidade, pH e CQO do Licor Negro ................................................................................... 63 3.2. Poder Calorífico Superior ...................................................................................................... 63 3.3. Centrifugação ........................................................................................................................ 64 3.4. Floculação / Coagulação ........................................................................................................ 70 3.5. Parâmetros de Físico-Químicos do Licor Negro .................................................................... 70 3.6. Filtração – Separação do LN e Reutilização da Água ............................................................. 71 3.7. Taxa de Evaporação das Lagoas de Licor Negro .................................................................... 72

4. Análise de Tecnologias de Gaseificação de Biomassa ................................................................... 73

4.1. Relatório de Ensaio de Gaseificação na ESTG de Portalegre ................................................. 73 4.2. Relatório de Ensaio de Gaseificação no INETI/LNEG ............................................................. 76

5. Conclusões ..................................................................................................................................... 82

6. Bibliografia ..................................................................................................................................... 87

7. Anexos ........................................................................................................................................... 89

7.1. Anexo 1 - Distribuição dos Consumos Energéticos ............................................................... 89 7.2. Anexo 2 – Densidade e Distribuição Nacional de Tipos de Árvores em Portugal ................. 90 7.3. Anexo 3 - Relação Potência-Consumo de Biomassa ............................................................. 90 7.4. Anexo 4 – Equipamentos de Trituração e Transporte de Madeira ....................................... 91 7.5. Anexo 5 - Transferência de Calor e Reacções Químicas em Processos de Gaseificação Downdraft .......................................................................................................................................... 92 7.6. Anexo 6 – Poder Calorífico de Biomassa em Função da Humidade ...................................... 93 7.7. Anexo 7 - Registo de Leitura da Caldeira Lambion ................................................................ 94 7.8. Anexo 8 – Instalações de Gaseificação ................................................................................ 102 7.9. Anexo 9 – Variação da Concentração de Sólidos com a Força Centrífuga .......................... 104 7.10. Anexo 10 - Taxa de Evaporação do LN nas Eiras ................................................................. 108

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Índice de Figuras

Figura 1 – Distribuição dos consumos energéticos mundiais[1] .............................................................. 9

Figura 2 – Esquema e composição da biomassa[25][19] ........................................................................... 12

Figura 3 – Evolução e previsão dos preços da madeira em Portugal[5] ................................................. 13

Figura 4 – Evolução e previsão das quantidades de madeira produzidas em Portugal[5] ..................... 13

Figura 5 – Evolução da produção de pinheiro e eucalipto em Portugal[5]............................................. 14

Figura 6 – Evolução do preço do pinheiro e eucalipto em Portugal[5] .................................................. 14

Figura 7 – Evolução da massa da partícula durante a combustão[21] .................................................... 23

Figura 8 – Etapas do processo de combustão ....................................................................................... 23

Figura 9 – Fornalha de grelha fixa (a) e travelling (b) [7] ........................................................................ 34

Figura 10 – Fornalhas de grelha vibratória (a) e grelha móvel horizontal (b) [7] ................................... 34

Figura 11 – Sistema de grelhas móveis[7] .............................................................................................. 35

Figura 12 – Reactor de leito fixo updraft (a) e drowndraft (b)[19] .......................................................... 37

Figura 13 – Gaseificador crossdraft (a) e open-core (b)[19] .................................................................... 37

Figura 14 – Reactores de leito fluidizado borbulhante (a), circulante (b) e arrastado (c) [7][33] ............. 39

Figura 15 – Caldeiras piro-tubulares (a) e aqua-tubulares (b)[9] ........................................................... 42

Figura 16 – Caldeira Aqua-Piro-Tubular Lambion[20 .............................................................................. 43

Figura 17 – Sistema de Caldeira Aqua-Piro-Tubular Lambion[20] ........................................................... 51

Figura 18 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Janeiro’07[17] ......................................... 52

Figura 19 – Influência do excesso de ar nas perdas durante a combustão[11] ...................................... 54

Figura 20 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de combustível alimentado[7] 54

Figura 21 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na velocidade da grelha[7] ............................. 55

Figura 22 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de ar primário admitido[7] ..... 55

Figura 23 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de ar secundário admitido[7] . 55

Figura 24 – Pulso periódico e respectiva resposta à perturbação na geração de vapor ...................... 56

Figura 25 – Variação da Temperatura da Fornalha e dos fumos com a Depressão .............................. 56

Figura 26 – Variação da Velocidade do Sem-Fim com a Depressão...................................................... 57

Figura 27 – Variação da Movimentação da Grelha com a Depressão ................................................... 58

Figura 28 – Variação da quantidade de Ar Primário com a Depressão ................................................. 58

Figura 29 – Variação da Temperatura da Fornalha com a Velocidade do Sem-Fim ............................. 59

Figura 30 – Variação da Temperatura da Fornalha com a Movimentação da Grelha .......................... 59

Figura 31 – Variação da Temperatura da Fornalha com a quantidade de Ar Primário ........................ 60

Figura 32 – Caracterização de parâmetros do LN ................................................................................. 71

Figura 33 – Evolução da composição da corrente gasosa de gaseificação com a temperatura[32] ....... 79

6

Figura 34 – Evolução de parâmetros de gaseificação com a temperatura [32] ...................................... 80

Figura 35 – Distribuição dos consumos energéticos dos países desenvolvidos[1] ................................. 89

Figura 36 – Distribuição dos consumos energéticos dos países em desenvolvimento[1] ...................... 89

Figura 37 – Distribuição nacional de vários tipos de árvores[21] ............................................................ 90

Figura 38 – Relação entre Potência gerada e Consumo de Biomassa .................................................. 90

Figura 39 – Tooth Shredder (a) e

Drum Shipper (b) [10] ........................................................................... 91

Figura 40 – Diagrama do princípio de operação de um triturador em espiral[19] ................................. 91

Figura 41 – Silo com sistema de alimentação push button (a) e silo cilíndrico com sem-fim (b)[10]...... 91

Figura 42 – Moínho de Martelos [19] ...................................................................................................... 92

Figura 43 – Transferência Calor e reacções em processos de gaseificação downdraft[19] .................... 92

Figura 44 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Maio’07[17] ............................................ 94

Figura 45 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jul’07[17] ................................................ 95

Figura 46 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Out’07[17] ............................................... 95

Figura 47 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jan’08[17] ............................................... 96

Figura 48 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Maio’08[17] ............................................ 96

Figura 49 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jul’08[17] ................................................ 97

Figura 50 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Out’08[17] ............................................... 97

Figura 51 – Esquema do Processo de Gaseificação da ESTG Portalegre ............................................. 102

Figura 52 – Instalação Piloto de Gaseificação da ESTG Portalegre ..................................................... 102

Figura 53 – Diagrama esquemático da instalação de gaseificação do INETI[32]................................... 103

Figura 54 – Concentração de SST e ST de Topo em função de RCF .................................................... 104

Figura 55 – Concentração de SST Intermédia em função de RCF ....................................................... 104

Figura 56 – Concentração de SST e ST de Base em função de RCF ..................................................... 105

Figura 57 – Quociente entre a massa de sobrenadante e a massa total em função de RCF .............. 105

Figura 58 – Concentração de SST e ST de Topo em função do tempo de centrifugação .................... 105

Figura 59 – Concentração de SST e ST de Base em função do tempo de centrifugação .................... 106

Figura 60 – Quociente entre a massa de sobrenadante e a total em função do tempo de

centrifugação ....................................................................................................................................... 106

Figura 61 – Influência de RCF no perfil de CSST para a amostra de CST=6%.......................................... 106

Figura 62 – Influência de RCF no perfil de CST para a amostra de CST=6% ........................................... 107

Figura 63 – Evolução da percentagem mássica de Topo e Base com a força centrífuga .................... 107

Figura 64 – Evolução da percentagem mássica de Topo e Base com o tempo de centrifugação ...... 107

7

Índice de Quadros: Quadro 1 – Resumo principais parâmetros de avaliação de pellets e briquettes

[19] ............................. 12

Quadro 2 - Lista dos concorrentes aos concursos para centrais a biomassa florestal[44] ..................... 15

Quadro 3 – Resumo unidades industriais consumidoras de biomassa em Portugal[35][36][37][38][39][40][41][42][43][44][45][46] ................................................................................................ 16

Quadro 4 – Valores típicos e/ou médios dos parâmetros analisados[19] .............................................. 27

Quadro 5 – Resumo de Características de Equipamentos de Limpeza de Efluentes Gasosos[11] .......... 31

Quadro 6 – Variáveis do Balanço Energético em Sistemas de Combustão ........................................... 32

Quadro 7 – Comparação de reactores de leito fixo[19][25][33] .................................................................. 38

Quadro 8 – Características da alimentação para diferentes tipos de reactores de leito fluidizado[19] . 40

Quadro 9 – Comparação entre tecnologias de Combustão Directa e de Gaseificação Prévia ............. 45

Quadro 10 – Consumo de biomassa no sistema de caldeiras ............................................................... 47

Quadro 11 - Percentagem média de consumo mensal de biomassa no sistema de caldeiras ............. 48

Quadro 12 – Estimativa de poupança na transição de consumo Nafta – Biomassa na I.F.M. .............. 49

Quadro 13 – Comparação do custo energético de combustíveis, 2009 ............................................... 49

Quadro 14 – Estimativa do Consumo de Energia na Produção de Vapor ............................................. 50

Quadro 15 - Valores médios das condições operatórias da fornalha Lambion .................................... 52

Quadro 16 – Estimativa de poupança na transição de consumo Nafta – Biomassa na Valbopan ........ 62

Quadro 17 – Resumo de Resultados de Medição de pH ....................................................................... 63

Quadro 18 – Valores de RCF, K e S em função da velocidade de centrifugação ................................... 65

Quadro 19 – Valores de S em função do tempo de centrifugação ....................................................... 65

Quadro 20 – Valores de concentração Sólidos Totais e Sólidos Suspensos Totais do Licor Negro ...... 65

Quadro 21 – Valores de Centrifugação do LN com CSST a t=15min ....................................................... 66

Quadro 22 – Valores de concentração de Sólidos Suspensos Totais a 12500rpm ................................ 66

Quadro 23 – Balanço de Massa dos ensaios de Centrifugação a t=15min ........................................... 69

Quadro 24 – Balanço de Massa dos ensaios de Centrifugação a 12500rpm ........................................ 69

Quadro 25 – Resumo de valores de parâmetros do LN[17] .................................................................... 70

Quadro 26 - Composição do Licor Negro[32] .......................................................................................... 76

Quadro 27 – Resumo de Parâmetros Operatórios de Gaseificação do Licor Negro ............................. 77

Quadro 28– Resultados da Gaseificação do Licor Negro ...................................................................... 79

Quadro 29 – Percentagem de Humidade, Poder Calorífico Superior e Inferior de biomassa[17] .......... 93

Quadro 30 – Parâmetros constantes da caldeira Lambion ................................................................... 94

Quadro 31 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Janeiro e Maio 2007 .................................... 98

Quadro 32 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Julho e Outubro 2007 .................................. 99

Quadro 33 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Janeiro e Maio 2008 .................................. 100

Quadro 34 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Julho e Outubro 2008 ................................ 101

Quadro 35 – Taxa de Evaporação do LN nas Eiras (g/m2.s)[16] ............................................................ 108

Quadro 36 - Dados de Evaporação da Água Recolhidos da Eira de LN ............................................... 108

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1. Introdução ao Aproveitamento Energético da Bioma ssa

1.1. Importância da Utilização da Biomassa

A biomassa é a matéria-prima do processo em estudo. Na definição de biomassa considera-se toda a fonte

com potencial energético, limpo e renovável, composta de matéria orgânica, de origem não fóssil. De acordo

com a directiva Europeia de 27 de Setembro de 2001, 2001/77/EC, biomassa é “a fracção biodegradável de

produtos e resíduos da agricultura, da floresta e das indústrias conexas, tal como a fracção biodegradável dos

resíduos urbanos e industriais” (ADENE/INETI, 2001).

As vantagens da utilização de biomassa para a geração de vapor de água são o seu baixo preço de aquisição,

face à tendência de aumento do custo do barril de crude, na perspectiva de os países industrializados reduzirem a

sua dependência dos produtos petrolíferos, reduzirem também a emissão líquida de compostos nocivos ao

ambiente e causadores do efeito estufa (como os dióxidos de enxofre e de carbono e as cinzas, por exemplo),

cumprindo os requisitos ambientais autopropostos e eliminação de resíduos, como por exemplo os provenientes

da agricultura e florestas. O incentivo ao aproveitamento da biomassa provém também de recentes directivas da

Comunidade Europeia (EC 2003/30/EC) para o cumprimento das metas de Kioto, estabelecendo que a taxa de

energias renováveis deva atingir os 12% do consumo nacional bruto de fontes de energia primária de cada país,

da produção de electricidade em 22.1% e 5.75% de bio-combustíveis líquidos até 2010[21].

Por unidade mássica, o poder calorífico da biomassa é inferior ao dos combustíveis fósseis, mas esta

desvantagem é ultrapassada pelo seu baixo custo de aquisição, como já foi referido, e disponibilidade abundante.

Na combustão/gaseificação da biomassa é necessário conhecer a sua composição e características (humidade,

densidade, matéria volátil, cinzas e poder calorífico), suas variações com a sazonalidade e possibilidade de

mistura com outros combustíveis (co-combustão e co-gaseificação). O conhecimento da influência dos

parâmetros de queima permite implementar um processo de combustão/gaseificação optimizado, espelhando-se a

sua correcta aplicação na qualidade da combustão/gaseificação e dos efluentes gasosos.

A utilização de biomassa requer a implementação de algumas boas práticas de manuseamento e pré-

tratamento, quando necessário, devido à possibilidade da presença de sílica e metais alcalinos poderem vir a

danificar os equipamentos, através da sua fusão e vitrificação nas paredes do equipamento de

combustão/gaseificação.

Em contrapartida, na queima de biomassa tem que se lidar com o maior custo de investimento de

equipamentos envolvidos no processo de pré-tratamento e limpeza de efluentes gasosos, seu baixo poder

calorífico, comparativamente com combustíveis líquidos, e menor capacidade de armazenagem.

1.2. Análise Quantitativa da Utilização de Biomassa

O consumo de energia a nível global divide-se em categorias consoante as fontes da matéria-prima que a

origina, sendo as principais o carvão, o gás natural e os combustíveis líquidos de origem fóssil que, no seu

conjunto, consagram cerca de quatro quintos da quota mundial[1].

9

O panorama da diversidade de fontes de energia primária alternativas engloba igualmente as da energia

hídrica, do nuclear, da biomassa, das eólicas e das solares.

Figura 1 – Distribuição dos consumos energéticos mundiais[1]

A situação nos países desenvolvidos é um pouco diferente, privilegiando estes a energia nuclear (5,9%) e os

combustíveis líquidos (38,3%). A percentagem de utilização de biomassa é menor, ficando nuns escassos 2.8%,

comparativamente com o grupo de países em desenvolvimento (7,0%). Para maior detalhe, consultar anexo 1.

1.3. Fontes de biomassa

Na implementação de ciclos fechados de recursos energéticos destaca-se a sua localização e segurança no

abastecimento (devido à sazonalidade de alguns produtos), tal como as suas características e percentagem de

conversão final. Normalmente o objectivo deste género de processos é a obtenção de energia eléctrica e de

aquecimento com a máxima eficiência através de processos termoquímicos. Como alternativa, a via dos

processos bioquímicos consiste na fermentação, alcoólica ou não, e na digestão (an)aeróbia.

Os sistemas agro-florestais utilizam a terra e o cultivo de recursos materiais, como árvores, aumentando e

melhorando a produção, para extracção de benefício ecológico e económico.

A proveniência da biomassa é bastante diversificada, de acordo com Bocci [2] e Brás [3], podem-se distinguir

duas fontes:

• Resíduos: indústria agro-alimentar e agro-pecuária (biogás de bovinos, suínos e aves), da

agricultura (palha, poda, bagaços) e subprodutos florestais (poda, desrama, limpeza e abate), efluentes

domésticos e resíduos sólidos urbanos;

• Produção dedicada: consumo de matérias-primas completamente renováveis com minimização

do impacto ambiental. Por exemplo, plantas do tipo miscanthus, cardo e cana, e árvores do tipo

pinheiro, eucalipto, salgueiro ou choupo.

Para Portugal continental, as estatísticas apontam para uma área florestal de 3.2 milhões de hectares[21], em

que as principais espécies (verde: pinheiro bravo e manso - 33%; rosa: sobreiro - 22%; amarelo: eucalipto - 21%)

apresentam uma distribuição como a que mostra a figura no Anexo 2.

Biomassa; 10,9

Hidro; 6,9Nuclear; 2,2

Gás Natural; 21,2

Combustíveis Líquidos; 34,9

Carvão; 23,6

Mundo

10

Em média, são gerados 8,26 milhões de toneladas por ano de resíduos lenhosos secos e de biomassa[21]. O

recurso a este tipo de matéria contribui para a limpeza das matas (1,17 milhão de toneladas secas por ano) e

ordenamento do território, reduzindo a probabilidade de ocorrência e propagação de fogos, assim como doenças

e pragas, melhorando a saúde geral da flora e aspecto visual das matas, criando-se, para o efeito, uma rede de

empregos a nível regional. Note-se contudo que a limpeza das florestas tem de ser efectuada de forma

tecnicamente correcta, a fim de evitar menor protecção e fontes de alimentos à fauna local, maior erosão, perda

de nutrientes e de capacidade de infiltração da água. Da indústria transformadora de madeira aproveitam-se,

todos os anos, 1,58 milhões de toneladas de resíduos, sendo que metade destes se destina à queima para

produção de energia térmica.

Dos resíduos da agricultura, que ocupam 42% do total da área de território nacional [4], das culturas

temporária (cereais) geram-se 1.32x106 toneladas e 6.8 x106 toneladas das culturas permanentes (olivais e

vinhas). A título de exemplo, a quantidade anual de palha debulhada, com 14% de humidade, é de quinhentas

mil toneladas, ao preço de 35 Euro por unidade de massa. A biomassa proveniente de resíduos sólidos urbanos

ascende ao valor de 5x106ton/ano.

A principal fonte de biomassa do processo em estudo é a madeira. Esta pode ser proveniente de plantas

coníferas, ou resinosas, e também de plantas não-coníferas, conhecidas como folhosas, sendo as árvores mais

comuns em Portugal o Pinheiro Bravo (Pinus pinaster) e o Eucalipto (Eucalyptus), respectivamente.

1.4. Características da biomassa

Aquando da aquisição da biomassa, deve-se sempre ter em vista a inter-relação entre a qualidade desta e a do

produto pretendidas. As principais características da madeira são[25]:

• Percentagem de humidade – o teor de Humidade da biomassa é definido como a quantidade

de água presente no material, expressa em percentagem mássica. Este valor pode ainda ser determinado

numa base “molhada”, “seca” ou “seca-e-livre-de-cinzas” (daf). Quanto menor for o teor de humidade,

maior é o poder calorífico (PC) da matéria, conduzindo a uma eficiência da combustão/gaseificação

maior e menor formação de alcatrão. Os valores da percentagem de humidade podem ser baixos (10% a

20% em grãos de cereais e pellets) ou assumir um peso maior (50% a 70% em resíduos florestais)

• Quantidade de matéria volátil – é a matéria da biomassa que, quando aquecida

(T=[400º;500]ºC), se liberta na forma de gases voláteis e partículas sólidas carbonáceas. É responsável

pela formação de alcatrões na fornalha/gaseificador, dependendo das condições de operação. A

quantidade de matéria volátil pode ir do 10% aos 80%, dependendo da biomassa em questão;

• Composição elementar – a composição orgânica da biomassa, numa base livre de cinzas, é

relativamente uniforme. Os principais constituintes são carbono, hidrogénio, oxigénio e, numa fracção

menor, azoto e enxofre. A fórmula genérica de composição elementar da biomassa é dada por

CH1,4O0,6[19]. O conhecimento deste parâmetro fornece informações quanto ao poder calorífico da

biomassa e os níveis de emissão de compostos de enxofre e azoto;

• Morfologia e densidade – para a biomassa, a densidade refere-se à massa por unidade de

volume numa quantidade livre de água. Os valores podem variar dos 200kg/m3 de resíduos da

11

agricultura até aos 900kg/m3 para madeira sólida. A morfologia caracteriza qualitativamente e

quantitativamente a celulose, hemi-celulose, lenhina, amido, lípidos, proteínas e açúcar presentes na

biomassa; A combinação do valor da densidade com o do poder calorífico permite calcular o potencial

de energia disponível na alimentação à fornalha/gaseificador;

• Quantidade e composição de cinzas e contaminantes – numa base de matéria seca, a

quantidade de cinzas (componentes inorgânicos) pode variar até aos 20%, dependendo do tipo de

biomassa. A composição afecta a selecção do tipo de gaseificador/fornalha, o comportamento da

queima a altas temperaturas e a quantificação deste parâmetro tem relevância na eficiência do sistema

de limpeza do efluente gasoso e prevenção de problemas de entupimento dos gaseificadores/fornalhas

devido à fusão e deposição dos materiais que compõem a cinza. Baixos valores de contaminantes são

desejáveis, ou até mesmo a ausência destes compostos, como por exemplo, metais alcalinos, metais

pesados, enxofre, cloro e azoto;

• Termoquímicas: temperatura de combustão, entalpia da reacção de combustão e energia de

activação. Estas características são influenciadas pelas propriedades da biomassa e da instalação de

queima;

• Taxa de combustão: influenciada pelas dimensões da partícula, porosidade, condutividade

térmica, densidade e calor específico;

O Poder Calorífico pode ser determinado a partir da composição elementar, do teor de cinzas e humidade

presente na biomassa, ou simplesmente através da realização de testes a este parâmetro em laboratórios

acreditados. A maioria dos compostos de biomassa possui um valor de PC inferior a 19MJ/kg.

Distingue-se o Poder Calorífico Superior (PCS) do Poder Calorífico Inferior (PCI), sendo que o primeiro

representa a energia máxima que se pode obter da combustão completa da matéria, considerando-se que é

produzida água no estado líquido, e o segundo representa a energia real que se obtém da combustão da matéria

húmida e considerando-se que é produzida água no estado gasoso. Ambos os parâmetros são utilizados no

cálculo da eficiência de combustão do equipamento, sendo hábito nos países europeus a utilização do PCI e nos

Estados Unidos o do PCS.

O conhecimento da Densidade da biomassa em conjunto com o Poder Calorífico determina a densidade

energética do material de alimentação ao gaseificador/fornalha, ou seja, o potencial de energia por unidade de

volume. A biomassa pouco densa torna-se mais difícil de manusear, transportar e armazenar, acarretando

maiores custos para a empresa. No caso de reactores de leito fixo, uma evacuação demasiado elevada leva a

matéria a canalizar toda para determinada zona, amontoar-se na que lá se encontrava previamente, causando

problemas a nível da combustão e diminuição da eficiência do equipamento. Em contrapartida, os gaseificadores

de leito fluidizado são bastante mais flexíveis às variações de densidade e morfologia da corrente de

alimentação.

O tamanho e distribuição de dimensão das partículas de biomassa são factores determinantes na queda de

pressão sobre o leito. Uma distribuição uniforme de partículas auxilia na prevenção de problemas de

entupimento e na manutenção de uma operação satisfatória.

Quanto à morfologia das plantas folhosas, as paredes celulares dos tecidos vasculares são compostas por

celulose, hemicelulose e lenhina, nas percentagens de 45% a 55%, 24% a 40% e 18% a 25%, respectivamente,

que no seu total representam cerca de 90% do peso seco da planta.

12

Em seguida apresenta-se um quadro com uma composição generalista de biomassa que é permitida alimentar

à fornalha/gaseificador.

Figura 2 – Esquema e composição da biomassa[25][19]

Os fornecedores de matéria-prima também podem ser serrações, relativamente próximos da instalação fabril

(num raio até 30km a 50km), para o fornecimento de serradura (casca, serrim e costaneiras), agricultores que

procurem rentabilizar desperdícios de madeira da poda de árvores ou resíduos de palha da ceifa de cereais

(restolho), empresas ligadas ao domínio florestal que procedam ao abate de árvores, sendo necessária posterior

trituração, e distribuição de estilhas quer a nível nacional quer internacional.

Pellets e briquettes são outra das possibilidades, sendo constituídos por biomassa densificada, apresentam

maior uniformidade e taxa de combustão, tal como menor emissão de elementos poluentes e menor geração de

cinzas.

Quadro 1 – Resumo principais parâmetros de avaliação de pellets e briquettes[19]

Parâmetro Pellets Briquettes Diâmetro (mm) 6 – 12 20 – 100

Altura (mm) 10 – 30 20 – 300 Humidade (%) 10- 20 10 – 15

Densidade aparente (kg/m3) 0.6 - Densidade da partícula (kg/dm3) 1.12 1.0

Poder Calorífico Inferior (kJ/kg) 18 000 18 000

1.5. Mercado da madeira - Portugal

Analisando em detalhe o caso português, as fontes consultadas [5] não possuíam registos da evolução dos

preços e produção de madeira não-conífera, analisando-se, portanto, as restantes, até ao ano de 2004.

13

Figura 3 – Evolução e previsão dos preços da madeira em Portugal[5]

Figura 4 – Evolução e previsão das quantidades de madeira produzidas em Portugal[5]

Os aspectos positivos são os valores bastante atractivos dos preços das estilhas e serradura, esta última com, e

o aumento considerável de produção de estilhas nos últimos anos.

O disparar do preço de venda dos desperdícios de madeira não é um factor preocupante, dado que no início

do milénio o país foi fustigado por incêndios devastadores, inflacionando o preço da madeira devido à menor

produtividade.

As fontes de madeira (constituída por celulose, lenhina, hemicelulose e pectina) em Portugal são as árvores

em si, nomeadamente o pinheiro e o eucalipto. Após o abate das árvores, estas podem ter dois destinos distintos:

consumo para a indústria de serração ou para trituração.

Olha-se agora para as estatísticas de volume e custo de pinheiro e eucalipto colhidos.

10

13

16

19

22

25

28

31

34

37

40

1992 1994 1996 1998 2000 2002 2004

Pre

ços

(€/to

n)

AnoEstilhas/partículas coníferas Serradura Desperdícios

0,0E+00

5,0E+05

1,0E+06

1,5E+06

1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 2003 2004

Pro

duçã

o (to

n)

Ano

Estilhas/partículas coníferas Serradura Desperdícios

14

Figura 5 – Evolução da produção de pinheiro e eucalipto em Portugal[5]

Figura 6 – Evolução do preço do pinheiro e eucalipto em Portugal[5]

Em termos gerais, devido à intensa devastação da mata nacional por parte dos fogos, no início do milénio, as

quantidades produzidas de pinheiro e eucalipto diminuíram nos últimos anos levando a uma oscilação nos

preços[5].O custo das árvores para serração ronda os 25€ a 30€ a tonelada, ao passo que para trituração se pode

considerar o valor médio de 15€/ton.

1.6. Informação Global sobre Consumos de Biomassa em Emp resas Portuguesas

Elaborou-se um levantamento, no território nacional, às unidades fabris consumidoras de biomassa. As

informações recolhidas reportam a actividade da empresa, o tipo de processo industrial instalado, assim como

quanto ao consumo anual de biomassa e potência gerada. A figura em anexo (Anexo 3) relaciona a potência

gerada das unidades fabris e o respectivo consumo anual de biomassa.

Em 24 de Setembro de 2006 o Governo Português a concluiu o processo de abertura de 36 propostas de

construção de novas centrais termoeléctricas a biomassa florestal[44]. Nessa mesma semana, era dado por

5,E+00

1,E+05

2,E+05

3,E+05

2002 2003 2004 2005 2006

Qua

ntid

ade

(m3 )

Ano

Pinheiro Bravo (trituração) Pinheiro Bravo (serração)

Eucalipto (trituração) Eucalipto (serração)

5

10

15

20

25

30

35

2002 2003 2004 2005 2006

Pre

ço (

€/to

n)

Ano

Pinheiro Bravo (trituração) Pinheiro Bravo (serração)

Eucalipto (trituração) Eucalipto (serração)

15

terminada a apresentação de candidaturas de 15 novas centrais, mas duas delas, as 2MW de potência em

Bragança e Vila Real, não receberam qualquer proposta pelo facto do industriais considerarem que não é

rentável o investimento em unidade deste género de pequena escala. As restantes 13 candidaturas já se

encontram finalizadas e algumas das atribuições estão em processo final de assinatura do contracto.

Os índices inferiores “e” e “t” referem-se, respectivamente, à potência eléctrica e térmica da central em

questão.

Quadro 2 - Lista dos concorrentes aos concursos para centrais a biomassa florestal[44]

Nº Ordem/Designação do Concorrente Nº Ordem/Designação do Concorrente

LOTE 1 - Distrito Vila Real, Concelho de Valpaços, até 11 MVA LOTE 9 - Distrito Viseu, até 5 MVA

1 - Probiomass - Biomass Technologie 2 - Miese

1 - “Nutroton, SGPS; JVC Holding, SGPS, SA; Tecneira - Tecnologias Energéticas, SA; Normaio - Engenharia e Projectos, Lda; Forestland, SGPS” 2 - Sonae Industria - Produção e Comercialização de Derivados de Madeira, SA 3 - Biomassas de Nelas

LOTE 2 - Distrito Vila Real, até 2 MVA LOTE 10 - Distrito Castelo Branco e Coimbra, até 3 MVA

LOTE 3 - Distrito Viana do Castelo e Braga, até 10 MVA 1 - Palser - Paletes da Sertã, Lda 2 - Sonae Industria - Produção e Comercialização de Derivados de Madeira, SA

1 - Agrupamento Pabiomassa 2 - “Lena Ambiente; Eneólica - Energias Renováveis e Ambiente, SA; Lena, SGPS; Cavalum; Newcapital” 3 - Miese

LOTE 11 - Distrito Castelo Branco, Concelho de Covilhã, até 10 MVA

LOTE 4 - Distrito Viana do Castelo e Braga, até 5 MVA

1 - Biomassas de Covilhã 2 - “Lena Ambiente; Eneólica - Energias Renováveis e Ambiente, SA; Lena, SGPS; Cavalum; Newcapital” 3 - Miese

1 - “Obrecol - Obras e Construções, SA; Logística Florestal, SA; Forestland, SGPS; Hidroeléctrica - Sanmiguel, SA”

LOTE 12 - Distrito Castelo Branco, Concelho de Sertã, até 10 MVA

LOTE 5 - Distrito Vila Real, Concelho de Alijó, até 11 MVA

1 - Biomassas da Sertã 2 - Agrupamento Bioeléctricas Portuguesas 3 - Centro Bioenergia 4 - “Lena Ambiente; Eneólica - Energias Renováveis e Ambiente, SA; Lena, SGPS; Cavalum; Newcapital” 5 - EDP - Produção Bioeléctrica, SA

1 - Agrupamento Biotermoeléctricas Portuguesas 2 - Miese LOTE 13 - Distrito Portalegre, até 10 MVA

LOTE 6 - Distrito Castelo Branco e Guarda, até 2 MVA 1 - Biomassas de Portalegre 2 - EDP - Produção Bioeléctrica, SA

1 - Tavenergia, ACE LOTE 14 - Distrito Santarém, até 6 MVA

LOTE 7 - Distrito Bragança, até 2 MVA

1 - “Tecneira - Tecnologias Energéticas, SA; Forestech - Tecnologias Florestais, SA” 2 - Miese 3 - “Lena Ambiente; Eneólica - Energias Renováveis e Ambiente, SA; Lena, SGPS; Cavalum; Newcapital” 4 - EDP - Produção Bioeléctrica, SA

LOTE 8 - Distrito Viseu e Guarda, até 10 MVA LOTE 15 - Distrito Beja e Faro, até 3 MVA

1 - Sonae Industria - Produção e Comercialização de Derivados de Madeira, SA 2 - Agrupamento Biotermoeléctricas Portuguesas 3 - Biomassas de Gouveia 4 -Miese

1 - “Tecneira - Tecnologias Energéticas, SA; Forestech - Tecnologias Florestais, SA” 2 - Arbor - Sociedade Transformadora de Madeiras, Lda 3 - “Lena Ambiente; Eneólica - Energias Renováveis e Ambiente, SA; Lena, SGPS; Cavalum; Newcapital” 4 - Alvasado - Energias, Lda

Quadro 3 – Resumo unidades industriais consumidoras de biomassa em Portugal[35][36][37][38][39][40][41][42][43][44][45][46]

Empresa Localidade Produto Principal Tipo Matéria-Prima /

Actividade Principal Consumo Mat.

Prima (ton/ano) Potência

(MW) Fase do Projecto &

Observações

IFM Tomar Contraplacado Eucalipto/Biomassa Prensagem

Húmida 30.000 - 184.000 20t Em produção

[17]

Valbopan Famalicão,

Nazaré Valchromat (mdf)

Pinho & Biomassa / Prensagem Seca

130.000** 20,4t Em produção[17]

Celbi - Altri Figueira Foz Pasta Branqueada Eucalipto/Bleached Euc. Kraft Pulp 380.000 27,6t + 62 Em adjudicação[35][37][38][43]

Caima: Altri - EDP (P. Bioeléctrica)

Constância Sul Pasta Papel / Electricidade Agro-Industrial &

Eucalipto / Pasta Papel -Sulfito Magnésio / Termoeléctrico

160.000 12,1t Em adjudicação[35][37][38]

Celtejo - Altri Vila Velha Ródão Celulose Crua Bleach Eucalipt Kraft Pulp 190.000 12,8 Em produção[37][38]

CPK - Altri Vila Velha Ródão Papel Kraftsack Eucalipto / Unbleached Kraft Pulp 60.000 - Em produção[37][38]

Finsa Jomar - - - - Em produção

Nelas - - - - Em produção

Renova Torres Novas Papel Tissue & Derivados Eucalipto & Pinho ao Sulfato 83.000

Em produção[37][38]

Portucel/Soporcel

Setúbal Pasta Papel Bleached Eucpt. Kraft Pulp 280.000

201

Em produção[37][38]

Figueira Foz Pasta Papel Eucalipto & Pinho Pasta Papel -

Sulfato 555.000 Em produção

[37][38]

Cacia Celulose Crua Bleached Eucpt. Kraft Pulp 272.000 Em produção[37][38]

Setúbal Papel Eucalipto / UWF 500.000 20 Em produção[37][38]

Vila Velha Ródão Papel Eucalipto & Pinho ao Sulfato 100.000 * Em produção[37][38]

Viana Castelo Indústria Integrada

Celulose Papel Eucalipto & Pinho ao Sulfato 270.000 * Em produção

[37][38]

Fábrica Papeis Nabão Tomar Papel Eucalipto - - Em produção[46]

Fáb. Papel Ponte Redonda Espinho Transformados Papel Florestal / Prod. Papel - - Em produção[46]

1 * Valor inserido nos 20MW das unidades de Setúbal, Figueira da Foz e Cacia; ** Valor estimado;

17

Empresa Localidade Produto Principal Tipo Matéria-Prima / Actividade

Principal Consumo Mat.



Observações

Fapovar Ovar Papéis Embalagem Florestal / Prod. Papel - - Em produção[46]

Moínho Carvalha Gorda Campia Papel para Arte Florestal / Prod. Papel - - Em produção[46]

Papeleira Portuguesa S. Paio Oleiros Cartão & Cartolinas Florestal / Prod. Cartão - - Em produção[46]

Prado Cartolinas Lousã Cartolinas Bristol Eucalipto & Pinho ao Sulfato 53.000

- Em produção[46]

Prado Karton Tomar Cartolina Multiplex - Em produção[46]

Tubembal Trofa Papel Florestal / Transformação Papel - - Em produção[46]

Nisa Benavente Papéis Uso Doméstico &

Sanitário Florestal / Prod. Papel 9.000 - Em produção

[46]

Forestech Alcácer do Sal Biocombustível Sólido Sivicultura & Florestal /

Termoeléctrico 20.000 (100.000) 1,8e +7,5t GLF; Em expansão

Ecotoro Guimarães Combustíveis Líquidos Lamas carpintaria / GTL - - Instalação Piloto

Centroliva Vila Velha Ródão Electricidade Florestal / Termoeléctrico 40.000 3 Em funcionamento

desde 1997[45]

EDP - Altri Vila Velha Ródão Electricidade Florestal / Termoeléctrico 160.000 14,4 Em funcionamento

desde 2006[35][43]

Ródão Power I Vila Velha Ródão Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 30 Em funcionamento desde

1992[43]

EDP - Altri Mortágua Electricidade Florestal Termoeléctrico 109.000 9,3 Em funcionamento desde

1999[35][36][43]

C.B. E.D.V. Oliveira Azeméis Electricidade Eucalipto/Biomassa

Termoeléctrico - 10,0 Arrancou em 5/2/2009

[43]

EDP (P. Bioeléctrica) Cabeceiras de

Basto Electricidade Florestal / Termoeléctrico 140.000 10,2 Em construção

[35][36]

EDP (P. Bioeléctrica) Gondomar Electricidade Florestal / Termoeléctrico 180.000 13,5 Em construção[35][36]

EDP (P. Bioeléctrica) Monchique Electricidade Florestal / Termoeléctrico 200.000 14,6 Em apreciação[35][36][43]

Pinorval & EDP (P. Bioeléctrica)

Oleiros Electricidade Florestal / Termoeléctrico 110.000 9,3 Em construção[35][36][43]

EDP (P. Bioeléctrica) Tapada do Outeiro III

(Gondomar) Electricidade Florestal / Termoeléctrico 110.000 14 Em apreciação

[43]

Martinfer/Probiomassa Vila Real Electricidade Florestal /

Termoeléctrico 140.000 11 Em construção

[35][44]

18





Observações

A.M.Mesquita/MIESE Viana do Castelo Electricidade Florestal / Termoeléctrico 100.000 10 Projectada, AAC2[35][44]

Obrecol; Forestland; HidroElect. Sanmiguel

Braga e Viana do Castelo

Electricidade Florestal / Termoeléctrico 60.000 5 Em construção[35][44]

Fomentinvest Sertã e Belmonte Electricidade Florestal / Termoeléctrico 60.000 5 (x2) Início em fins de

2009[35][44]

EDP (P. Bioeléctrica) Pedrógão Grande Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10 Em construção[36]

EDP (P. Bioeléctrica) Ourém Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10 Em construção[36]

EDP (P. Bioeléctrica) Tondela Electricidade Animal / Termoeléctrico - 5 Em construção[36]

EDP (P. Bioeléctrica) Oliveira Frades Electricidade Animal / Termoeléctrico - 15 Em construção[36]

EDP (P. Bioeléctrica) Pombal Electricidade Animal / Termoeléctrico - 25 Em construção[36]

EDP (P. Bioeléctrica) Alcanena Electricidade Animal / Termoeléctrico - 5 Em construção[36]

Jungle Power & Gesfinu Lousada Electricidade Florestal / Termoeléctrico 80.000 -

Arranque: brevemente

[46]

Mortágua Electricidade Florestal / Termoeléctrico 60.000 - Arranque:

brevemente[46]

Pine Wells Pampilhosa da

Serra Electricidade Florestal / Termoeléctrico 80.000 -

Arranque: brevemente

[44] [46]

Lena Amb., Painhas & Cavalum

Viana do Castelo e Braga

Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 40t + 9,8e Projectada[44]

A.M.Mesquita/MIESE Viseu Electricidade Florestal / Termoeléctrico 100.000 10 Projectada[44]

A.M.Mesquita/MIESE Castelo Branco Electricidade Florestal / Termoeléctrico 100.000 10 Projectada[44]

A.M.Mesquita/MIESE Santarém Electricidade Florestal / Termoeléctrico 100.000 10 Projectada[44]

A.M.Mesquita/MIESE Valpaços - Vila

Real Electricidade Florestal / Termoeléctrico 100.000 10 Projectada, AAC

2 [44]

Tecneira/Forestech Santarém Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 6 AAC 2 [44]

Tecneira/Forestech Beja Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 3 AAC 2 [44]

Tecneira/Forestech Faro Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 3 AAC 2 [44]

Tavenergia Castelo Branco &

Guarda Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 2 Contrato assinado

[44]

2 AAC (Aguarda Assinatura Contracto), Últimas informações acerca dos concursos em Outubro de 2008;

19





Observações

JVC/Tecneira/Forestland Viseu Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 5 AAC 2 [44]

Palser Castelo Branco e

Coimbra Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 3 Contrato assinado

[44]

Biomassas Covilhã/ Fomentinvest/Sobioen

Castelo Branco Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10 AAC 2 [44]

Biomassas Covilhã/ Fomentinvest/Sobioen

Castelo Branco Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10 AAC 2 [44]

Terras Santa Maria Terras Santa

Maria Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10,8 Em apreciação

[43]

Isohidra Anadia Electricidade Florestal & Biogás /

Termoeléctrico 2,15 Em apreciação

[43]

Orvalho

Biomassas Portalegre/ Fomentinvest/Sobioen

Portalegre Electricidade Florestal / Termoeléctrico - 10 AAC 2 [44]

Fomentinvest Sintra Electricidade Florestal & Biogás/Termoeléctrico - 3,2 Em apreciação[43]

Triquímica Sintra Carvão Activado Biomassa / Gaseificação - 0,9 Instalação piloto[43]

Sonae Indústria PCDM Oliveira Hospital Aglomerados Madeira Florestal / Prensa Contínua 210.000 + 30comb 10e + 84,2t Em produção[46]

Sonae Indústria PCDM Mangualde Aglomerados Madeira Florestal / Prensa Contínua 225.000 + 60comb 25e + 90t Em produção

Martinfer Sines Pellets Florestal / Peletização 100.000 – 150.000

- Arranque em início de

2010[46]

Biobriquete Penacova Pellets Florestal / Peletização 30.000 - Em produção[46]

Enerpar/EnerMontijo Pegões Pellets Florestal / Peletização 200.000 3,5t Em produção[46]

Laminar Avintes - V.N.Gaia Contraplacado Vegetal / Prensagem a Seco 6500m3/ano 1,2e Em produção

[46]

Somapil Leiria Contraplacado Florestal / Prensagem - - Em produção[46]

Jomar (Finsa) Matosinhos Derivados de Madeira Florestal / Prensagem - - Em produção[46]

Lusofinsa Nelas Derivados de Madeira Florestal / Prensagem - - Em produção[46]

Tafibra - Sonae Indústria Maia Derivados de Madeira Florestal / Prensagem - - Em produção[46]

Enerpulp Figueira da Foz Electricidade Resíduos Florestais / Co-geração

Energética de Pasta - 30

Em funcionamento desde 1991

[43]

SIAF Coimbra Aglomerados de Madeira Resíduos Florestais - 6,5 Em funcionamento

desde 1992[43]

20

1.7. Processos Tecnológicos de Queima de Biomassa e Prod ução de Fluidos

Térmicos

1.7.1. Equipamentos de Pré-Tratamento e Alimentação de Biomassa

Variados estudos [27], [28], [29], [30] provam que a composição da matéria-prima influencia não só o

processo de combustão, mas também a selecção do tipo de reactor e as condições de operação. As

principais características em análise são a percentagem de humidade, quantidade e qualidade das cinzas,

composição elementar da biomassa, morfologia e densidade, para além da quantidade de matéria volátil e

poder calorífico.

Na preparação da alimentação ao reactor, se a quantidade de água na matéria-prima for superior à

desejável, poder-se-á proceder a uma integração energética do processo, como por exemplo pré-aquecê-la

com os gases de queima. Se as dimensões não são adequadas, corta-se ou tritura-se a madeira em

partículas com o tamanho desejado em equipamentos próprios para o efeito.

A sequência dos diversos tratamentos depende do tipo de biomassa, das especificações requeridas e do

tipo de gaseificador (Downdraft, Updraft, Leito Fluidizado e Leito Arrastado, conhecido por Entrained

Flow [25]), ou fornalha (Grelha Fixa/Móvel, Injecção Forçada/Natural de Ar, Aqua/Piro-Tubular[7]) tal

como a respectiva capacidade e objectivo pretendido.

O não cumprimento das especificações, especialmente nos gaseificadores, pode levar à ocorrência de

problemas mecânicos no material devido ao excesso de partículas de alcatrão e carvão, propriedades do

gás de síntese, formação de incrustações e até mesmo a interrupção da alimentação.

A selecção do sistema de alimentação passa pela definição do modo de transporte do ponto de

armazenagem para o reactor onde se realiza a combustão, depende da distância e horizontal e vertical,

doseamento constante do material admitido em sistemas que operem em contínuo, selagem do sistema

para que as condições de admissão da alimentação (pressão) permaneçam inalteráveis e não ocorram

irregularidades (pontos quentes) no interior do gaseificador/fornalha. As influências das operações de

carga baseiam-se na experiência de alimentação de matérias-primas como o carvão e estilha de madeira,

sendo este material de maiores dimensões e trabalhando a uma maior cadência, devido às características

da biomassa, e de modo ininterrupto para não haver entrada/saída de gás.

Os sistemas de alimentação mais adequados são aqueles que operam sob pressão e que injectam

variados tipos de biomassa, relativamente à morfologia e densidade. O transporte da matéria-prima das

fornalhas é conseguido através de tapetes rolantes e/ou sem-fins, para vencer o desnível entre fornalha e

local de armazenamento de biomassa. A biomassa fica então acumulada em funis de carga, sendo que a

alimentação é conseguida por efeito gravítico aquando da abertura das portas/válvulas dos referidos funis.

Os equipamentos de alimentação de biomassa mais apropriados para gaseificadores do tipo leito

fluidizado são os parafusos de Arquimedes, associados a funis de carga, para partículas de biomassa e

estilha de madeira, e ventilação forçada ou válvulas rotativas para serradura.

A presença de corpos estranhos na biomassa, como pequenas pedras e partículas de metal, pode exigir

a instalação de maquinaria para a sua remoção, tal como a biomassa com demasiada humidade pode

21

aderir demasiado e causar problemas de escoamento, entupimento e falhas na selagem dos funis de carga,

resolvendo-se o caso através de secagem e/ou pré-aquecimento.

A trituração é uma operação de redução da dimensão do material, que torna mais fácil o

manuseamento e armazenagem das partículas, permite que os custos operacionais e de investimento

baixem e que aumente a eficiência da combustão.

Em seguida apresenta-se alguns exemplos de equipamentos que realizam as operações de trituração da

madeira, sua armazenagem e transporte, encontrando-se as figuras correspondentes em anexo 4.

Os tooth schredders[10] possuem uma ou duas filas de cilindros com dentes, em rotação, que cortam a

madeira pressionada contra uma bigorna. Este tipo de equipamento é encontrado na pequena indústria,

como em carpintarias e fabricantes de paletes.

Equipamentos como o drum shipper[10] (destroçadeira) moem troncos de madeira obrigando-os a

passar entre dois cilindros trituradores, sendo bastante comuns na indústria de produtos florestais pela sua

relação custo-benefício.

Os trituradores em espiral[19] são igualmente bastante eficazes na operação de destroça de troncos de

árvores, nomeadamente pinheiro e eucalipto

No caso de tocos de madeira ou ramos virem sujos, com terra ou pedras, o mais aconselhado é

recorrer a um moinho de martelos que procede à recolha do material estranho.

O método de armazenamento da matéria triturada depende em grande parte das dimensões das

respectivas partículas. Resíduos de grandes dimensões, até 60cm, podem ser armazenados num silo

rectangular, com um sistema de transporte do tipo push button conveynor[19], com capacidade de

extracção até aos 20m3/h. Partículas de estilha com dimensões menores (1-5cm) podem ser armazenadas

em silos metálicos e cilíndricos, nos quais o sistema de extracção de matéria é um sem-fim, com

capacidade até cerca de 150m3/h.

Em termos de transporte e manuseamento da matéria, para além de guindastes e veículos carregadores

que movimentam de uma só vez grandes quantidades, a biomassa pode ser transportada em tapetes

rolantes, parafusos de Arquimedes e/ou por ventiladores, dependendo da sua granulometria.

O processo de secagem natural é mais económico mas também mais demorado, em contrapartida a

secagem forçada envolve maiores custos de investimento de equipamento e operação mas também é mais

eficiente. A integração energética do processo de secagem da biomassa, em equipamento próprio para o

efeito e como forma de garantir um teor de humidade constante durante o seu processamento, é uma

metodologia prática e relativamente económica, sendo alguns dos seus aspectos analisados mais adiante.

1.7.2. Processo de Combustão por via Directa e por Gaseificação Prévia

Os agentes intervenientes na combustão são a matéria combustível, o comburente e a fonte de ignição.

Este processo envolve uma série de reacções, na sua maior parte exotérmicas, e ocorre em equipamento

específico para o efeito, denominado fornalha. Nos sistemas de combustão industriais, o objectivo é

normalmente o aquecimento de água e/ou a produção de vapor em caldeiras.

No processo de combustão é necessário assegurar a mistura do combustível com o oxigénio, uma vez

que cerca de 80% da energia libertada se dá na forma de gás e 20% na queima do carvão. Quanto à

22

transferência de calor, estudos efectuados[22] demonstram que 70% da energia se efectua por radiação,

sendo a restante por convecção.

Na combustão da biomassa são distinguidas quatro fases: secagem, pirólise, gaseificação e combustão

do carvão. A importância relativa de cada uma destas fases depende das propriedades do combustível, da

tecnologia implementada e das condições do processo de combustão (contínuo vs descontínuo).

A etapa de secagem da biomassa inicia-se aquando da sua introdução na fornalha, para valores de

temperatura inferiores a 100ºC, na qual, por transferência de parte da energia de combustão, a água à

superfície da partícula se evapora. Portanto, existe uma relação inversamente proporcional entre a

humidade da biomassa e o seu Poder Calorífico Inferior (PCI), i.e., quanto maior a percentagem de

humidade, logo menor será o seu PCI. A constatação de tal ocorrência deve-se à energia proveniente do

processo de combustão necessária para promover a evaporação da água e a consequente diminuição da

temperatura do gaseificador/fornalha, sendo comum o isolamento do reactor de queima com tijolo

refractário para minimizar as perdas caloríficas do equipamento[17]. É de evitar a todo o custo teores de

humidade da biomassa superiores a 50-60% (numa base húmida), uma vez que a madeira molhada iria

requerer uma grande quantidade de energia para a evaporação de toda a água, diminuindo a temperatura

da fornalha, para lá do mínimo necessário para a combustão se auto-sustentar e até que o calor libertado

deixaria de ser suficiente para manter o processo de combustão[19].

A segunda etapa a ocorrer é a desvolatilização na ausência de ar, também denominado de pirólise[19],

que ocorre entre os 200ºC e 500ºC, na qual ocorre a decomposição das estruturas poliméricas do material

linhoceluloso numa vasta gama de compostos. Cerca de 75% a 90% da matéria volátil é produzida na

forma de vapor, gasosa ou de hidrocarbonetos condensáveis (alcatrões). Os carvões podem ser utilizados

de diversos modos, como por exemplo, serem reconvertidos em carvão activado, o gás de pirólise pode

ser utilizado na geração de calor ou utilizado na síntese de metanol ou amónia, e os alcatrões serem

reconvertidos em combustíveis líquidos para motores de combustão[7]. Da necessidade de aquecimento da

matéria combustível, resulta que esta etapa do processo de combustão é endotérmica.

A etapa exotérmica de gaseificação[19] (reacções 2 e 3) é o passo intermédio da decomposição

termoquímica da biomassa em presença de oxigénio e de vapor de água. Consiste na decomposição, por

via térmica, do material lenhoso em vapores condensáveis, carvões e alcatrões.

Promove-se o processo de decomposição com a adição de porções de vapor de água, ar, por vezes

dióxido de carbono e/ou catalisador (dolomite e/ou olivina), queimando-se parte do carvão e alcatrões

gerados. Operando agora a temperaturas dos 750ºC aos 900ºC, a presença de água proveniente da

biomassa consome alguma energia, necessária à sua vaporização, e a admissão de oxigénio atmosférico,

em quantidades inferiores à estequiométrica, para a combustão dos carvões e alcatrões remanescentes,

fornece a entalpia necessária ao passo anterior e consome todo o carbono das impurezas de modo a

aumentar a eficiência da queima.

Destas reacções heterogéneas relativamente lentas entre a fase sólida e gasosa, que se denomina de

gaseificação, resulta um gás contendo hidrogénio, monóxido e dióxido de carbono, metano, juntamente

com vapor de água e azoto, caso tenha sido alimentado ar. Apesar do valor da constante de equilíbrio ser

favorável a 900ºC, à pressão atmosférica, a reacção do metano (reacção 10) que origina monóxido de

carbono e hidrogénio não é propícia de ocorrer porque a velocidade de reacção é muito lenta.

23

Calor

O2 (ar)

A composição dos gases depende principalmente da taxa de aquecimento e da temperatura final.

Dependendo do tipo de reactor, a temperatura de um processo deste género mantém-se queimando uma

porção dos gases e vapores, através da injecção de quantidades sub-estequiométricas de oxigénio, quer

pela queima in-situ ou separadamente do carvão formado, quer pela combustão parcial da matéria de

alimentação. A composição final da fase gasosa pode ser determinada através do equilíbrio watergas shift

(WGS; reacçção 7) em que ocorrem as reacções entre o vapor de água e o monóxido de carbono e entre o

hidrogénio e o dióxido de carbono (figura 12). O poder calorífico destes gases pode variar dos 4MJ/Nm3

aos 6MJ/Nm3 se for injectado ar no gaseificador ou dos 13MJ/Nm3 aos 15MJ/Nm3 se for utilizado um

gaseificador de injecção de oxigénio e vapor de água.

A etapa de combustão é caracterizada pela reacção exotérmica de oxidação (reacção 1 e 13), na qual o

comburente (O2), na proporção estequiométrica, reage com o combustível originando dióxido de carbono

e hidrogénio. De modo a ser garantida a combustão completa, no presente caso em estudo, da biomassa, é

costume injectar-se oxigénio em quantidades superiores à estequiométrica, usualmente até 20% de

excesso. As figuras seguintes demonstram a evolução generalizada da perda de massa de uma partícula

em combustão e as diversas etapas do referido processo.

Figura 7 – Evolução da massa da partícula durante a combustão[21]

Figura 8 – Etapas do processo de combustão

Pirólise

Biomassa

Carvões

Gases

Alcatrões

Gaseificação

Combustão O2 (ar)

H2O (vapor) Catalisador

Cinzas

CO2, CO,

H2, CH4

Alcatrões

CO2

H2

24

Em seguida exibem-se as reacções de pirólise, gaseificação e combustão que ocorrem.

C + O2 ↔ CO2 (reacção 1- oxidação)

∆H = 393.8 kJ/mol

C + 1/2O2 ↔ CO (reacção 2 - gaseificação)

∆H = 123.1 kJ/mol

As reacções 1 e 2 são de combustão, exotérmicas e ocorrem na zona de oxidação do gaseificador. A

adição de água, como já foi referido, reagem com o carbono do modo seguinte:

C + H2O ↔ CO + H2 (reacção 3 – WG1ª)

∆H = -118.5 kJ/mol

C + 2H2O ↔ CO2 + 2H2 (reacção 4 – WG2ª)

Uma das reacções mais importantes de redução do equilíbrio químico é a de Boudouard:

C + CO2 ↔ 2CO (reacção 5 - Boudouard)

∆H = -159.9 kJ/mol

Outras reacções que importam referir são a da formação de metano, de água e dióxido de carbono.

C + 2H2 ↔ CH4 (reacção 6 - metanização)

∆H = 87.5 kJ/mol

H2 + CO2 ↔ CO + H2O (WGS3) (reacção 7)

∆H = -40.9 kJ/mol

H2 + 1/2O2 ↔ H2O (reacção 8)

∆H = 285.9 kJ/mol

CO + 1/2O2 ↔ CO2 (reacção 9)

∆H = 283.9 kJ/mol

CH4 + 1/2O2 ↔ 2H2 + CO (reacção 10)

CH4 + H2O↔ CO + 3H2 (reacção 11 – steam reforming)

CH4 + CO2 ↔ 2CO + 2H2 (reacção 12 – dry reforming)

CnHm + nO2 ↔ nCO2 + m/2 H2 (reacção 13 – cracking)

Na realidade, o equilíbrio da composição do gás apenas é atingido quando se dispõem de tempo

suficiente. A água presente no gás ou proveniente das reacções 7 e 8 influenciam a composição final do

gás de síntese, de acordo com a constante de equilíbrio Kw.

3 WGS: Water-Gas Shift;

25

[ ][ ][ ][ ]22

2

HCO

OHCOKw = (equação 1)

Para temperaturas abaixo dos 700ºC a reacção WGS é de tal modo lenta que se considera que a

composição do gás está “congelada”. Uma vez formados, os compostos gasosos não tendem a reagir uns

com os outros, excepto para os casos em que sejam utilizados gaseificadores de leito fluidizado ou de

arrastamento (entrainment flow), nos quais as reacções se dão em simultâneo acima das de decomposição

primária (reacções 1 a 6).

O aumento de temperatura favorece as reacções de formação e combustão do metano e formação de

monóxido de carbono. Na prática, a composição de equilíbrio da fase gasosa apenas é atingida quando o

tempo de permanência é suficiente, o que raramente é inviável ou cujo valor é difícil de determinar.

A formação de monóxido de carbono pela reacção de Boudouard é favorecida por altas temperaturas e

baixas pressões, a reacção WG1ª é também favorecida por altas temperaturas e baixas pressões e a

reacção de metanização (reacção 6) é favorecida por baixas temperaturas e altas pressões.

Vale sempre a pena referir que a composição do gás de síntese depende sempre da composição e

humidade da biomassa, do meio de gaseificação e tipo de gaseificador, para além da temperatura e

pressão de operação.

Variados estudos, assim como os artigos bibliográficos mais relevantes[23][24], nos quais se realizaram

ensaios de co-gaseificação de carvão, biomassa e/ou resíduos de plásticos, apontam no sentido de que o

aumento de temperatura, na gama considerada da gaseificação, T = [750;900]ºC, conduz a uma maior

taxa de gaseificação. A consequência positiva do incremento deste parâmetro constata-se na redução dos

teores de hidrocarbonetos (CnHm) e alcatrões libertados. A percentagem de CO2 na corrente de gás de

síntese diminui e a de H2 aumenta como consequência da promoção das reacções de oxidação,

gaseificação, steam e dry reforming e cracking dos hidrocarbonetos (reacções 1, 2, 11, 12 e 13,

respectivamente). A gaseificação em condições de temperaturas mais elevadas resulta num decréscimo do

Poder Calorífico (PC) da corrente gasosa e num aumento do potencial de energia e da quantidade de gás

gerado.

No planeamento e dimensionamento do equipamento de gaseificação há que entrar em conta com a

temperatura projectada de operação para uma correcta selecção do material de construção empregue

(aumento dos custos de investimento), com a formação de incrustações devido à fusão de cinzas e metais

alcalinos (temperatura de fusão das cinzas), contabilizar efeitos ambientais e/ou exigências de processo

com a produção de compostos NOx aquando da operação a temperaturas mais elevadas e com o aumento

dos custos operacionais em geral.

O aumento da quantidade de ar injectado, mantendo o mesmo caudal de combustível, também

influencia os custos operacionais, assim como a redução da percentagem de formação de hidrocarbonetos,

devido à combustão parcial dos alcatrões e hidrocarbonetos por parte do oxigénio. Em contrapartida o

poder calorífico do gás é menor, devido também ao efeito de diluição do azoto. Quanto ao PCS e ao

potencial de energia da corrente gasosa gerada, estes parâmetros diminuem com o aumento da quantidade

de ar injectado, mantendo o mesmo caudal de combustível, em contraposição ao aumento de potencial de

energia da corrente de gás de síntese.

26

Da bibliografia[23][24] constatou-se que o aumento da quantidade de vapor de água injectado promove

as reacções de reforming, registando-se uma diminuição da quantidade de hidrocarbonetos formados e

aumento da percentagem de H2 na corrente gasosa. Dos ensaios realizados, constata-se que o aumento da

relação vapor/combustível conduz a uma maior libertação de H2 e CO2, devido às reacções de WGS, e

uma diminuição dos valores percentuais de CO, CH4, CnHm e alcatrões. Quanto ao poder calorífico e ao

potencial de energia da corrente gasosa gerada, estes parâmetros diminuem com o aumento da quantidade

de vapor de água injectado.

O aumento da razão oxigénio/combustível conduz a uma maior formação de CO e principalmente de

CO2, e uma diminuição das percentagens de H2, CH4, CnHm e alcatrões. O poder calorífico e o potencial

energético da corrente gasosa diminuem apesar de se registar um aumento no caudal de gás produzido

(m3/kg).

O aumento do caudal volumétrico de ar injectado pode resultar numa menor necessidade entálpica

externa para aquecimento do gaseificador devido à combustão parcial de partículas carbonáceas.

Foi igualmente analisada a influência da relação O2/(O2+Vapor). O aumento desta razão conduz a uma

maior libertação de CO e CO2 e diminuição na produção de H2, CH4 e HC’s. Os valores de HHV e de

potencial energético sofrem um decréscimo com o incremento de O2/(O2+Vapor), não se registando

variações significativas do caudal de gás produzido.

A co-gaseificação com resíduos de plástico (PE)[23][24] promove a libertação de maiores quantidades de

hidrocarbonetos e alcatrões e menor libertação de H2. O aumento de temperatura em co-gaseificação

conduz a uma diminuição do PC mas, em compensação, os valores de caudal da corrente gasosa e o

potencial energético aumentam.

Os ensaios realizados com adição de catalisador (dolomite, olivina ou magnesite) chegaram à

conclusão de que a sua presença é benéfica, no sentido em que promove a libertação de H2 e conduz a um

maior caudal de gás. Para além do mais, registam-se consideráveis diminuições nos teores de

hidrocarbonetos, alcatrões e H2S na presença de catalisador.

Quanto à gaseificação da biomassa, os parâmetros a ter em consideração são:

• Razão de Equivalência: quantidade de oxigénio usado relativamente ao necessário

para a combustão completa;

• Velocidade Superficial e Carga no equipamento: a velocidade superficial influencia a

eficiência de todo o processo que ocorre no interior do gaseificador (energia e quantidade de

gás, consumo de biomassa, formação de alcatrões e carvões);

• Razão de Recusa (turn-down ratio): razão abaixo da qual a qualidade do gás produzido

é aceitável, relativamente à formação de alcatrões;

• Poder Calorífico: quantidade de energia libertada da combustão completa da biomassa.

Distingue-se o Poder Calorífico Superior do Inferior;

• Caudal de Gás: o conhecimento deste parâmetro, tal como os da temperatura e pressão,

é determinante para o bom funcionamento do processo e determinação da sua eficiência;

27

Quadro 4 – Valores típicos e/ou médios dos parâmetros analisados[19]

Parâmetro Valor típico Unidade Produção específica de gás 2 -3 Nm3/kg Produção específica de gás 2 -3 Nm3/kWe

Consumo específico de biomassa 1 -1,3 Kg/kWe Eficiência de gaseificação do gás frio 70 – 80 %

Eficiência de gaseificação do gás quente 85 – 95 % Razão de Equivalência 0,25 -

Carga específica 500 – 2000 Kg/(m2.h)

Razão de Recusa 3 – 10 -

O parâmetro adimensional Razão de Equivalência relaciona-se com as reacções água-gás, Boudouard,

metano e WGS, respectivamente reacção 3, 4, 5 e 6, possibilitando a determinação da composição da fase

gasosa do gaseificador no caso de ser atingido o equilíbrio. Caso contrário, a recorrência aos modelos[19]

de Schläpfer e Gumz pode ser útil para calcular a composição do gás em função da temperatura ou da

Razão de Equivalência.

O parâmetro Velocidade Superficial (VS) é definido como sendo o quociente entre o caudal de gás

(m3/s) e a área de secção (m2) do equipamento. A Carga é dada em unidades de kg/s.

A Velocidade Superficial e a Carga no equipamento são dos parâmetros mais importantes no

dimensionamento e operação do equipamento pois determinam a sua performance, controlam a taxa de

formação e poder energético do gás (power output), taxa de consumo de matéria-prima e taxa de

formação de carvão e alcatrões.

Valores mais baixos de VS conduzem a condições de pirólise lenta, com elevado teor de carvão no

fundo e elevado teor de alcatrões no gás, ao passo que a gama de valores de VS na secção mais estreita

pode variar entre os 0,8m/s e 2,5m/s.

A Razão de Recusa (turn-down ratio) é a gama de valores de condições de operação que produzem

um gás com qualidade suficiente para determinado propósito. Este critério de qualidade encontra-se

intimamente ligado à produção de alcatrões. Por exemplo, o valor de RR pode variar entre 3 e 10,

respectivamente para gaseificadores em co-corrente (downdraft gasifiers) e de leito fluidizado.

A determinação do Caudal de Gás (CG) envolve o conhecimento das condições de pressão e

temperatura e pode ser efectuada através da utilização de equipamentos como rotâmetros, tubos de Pitot,

de Venturi, placas de orifício ou simplesmente através do valor de quantidade de ar admitido, isto se for

conhecido o teor de N2 no efluente gasoso. A velocidade das correntes gasosas em tubagens encontra-se

normalmente na gama dos 5m/s aos 30m/s, sendo que valores mais elevados, por exemplo 15m/s, evitam

a deposição e entupimento de matéria sólida. O conhecimento dos parâmetros CG e caudal de

alimentação de biomassa, a produção de gás pode ser definida numa base carga (Nm3/kg) ou de energia

produzida (Nm3/kWe). Para além do mais, os valores de CG e seu PC são parâmetros importantes na

determinação da eficiência do gaseificador.

A eficiência de um reactor de gaseificação pode ser expressa numa base de gás “frio” ou “quente”.

A eficiência do gás “frio” é o quociente do potencial de energia química da corrente gasosa produzida

com o potencial energético da biomassa alimentada, ao passo que a eficiência do gás “quente” é o

quociente da energia química e calorífica da corrente gasosa com o conteúdo energético da biomassa.

28

Em gaseificadores bem isolados termicamente os valores de eficiência de gás “quente” podem chegar

perto dos 100%.

O conhecimento da taxa de consumo de combustível (biomassa) é importante para a determinação dos

valores dos parâmetros acima mencionados e, sobretudo, da eficiência do gaseificador e da eficiência

global do processo. O consumo de combustível pode ser expresso nas unidades de caudal (kg/h), de

massa por energia produzida (kg/kWe) ou fluxo (kg/m2.h).

A quantidade de alcatrões e partículas de arrastamento (entrained particles) formadas dependem do

design do gaseificador e das suas condições operatórias, especialmente da carga de combustível[19].

Em condições de elevada carga de biomassa o teor em alcatrões é mais baixo e o de partículas mais

elevado. Quando o nível de carga é baixo, existe maior tendência de formação de alcatrões e menor de

partículas de arrastamento.

A presença de minerais com baixo ponto de fusão na biomassa e em condições de operação com

temperaturas que ultrapassarem os 850ºC causa problemas no equipamento devido à sua fusão. Estes

problemas de sujidade podem ser contornados através da remoção da escória. A presença de metais

alcalinos, cloro, enxofre e azoto no gás de síntese é altamente indesejada, pois estes compostos

promovem a corrosão das peças de equipamento, para além das habituais questões ambientais, e devem

ser removidos.

A composição do gás de síntese pode variar consoante as condições de gaseificação. Porém, o que se

verifica experimentalmente, aquando da injecção de oxigénio puro, é uma percentagem molar de 30% de

hidrogénio, 30% de Monóxido de Carbono, 10% de Dióxido de Carbono, 15% de olefinas e 15% de

parafinas[19].

1.7.3. Sistema de Tratamento de Poluentes

Os poluentes resultantes da combustão de biomassa podem ser de dois tipos: não-queimados e

gerados.

No primeiro grupo incluem-se todos aqueles compostos resultantes da combustão incompleta, como o

monóxido de carbono, hidrocarbonetos, hidrocarbonetos policíclicos aromáticos, voláteis condensados,

etc. A formação destes compostos é influenciada pelo tipo de equipamento e condições operatórias do

processo, como a baixa/insuficiente temperatura, curto tempo de residência, mistura inadequada e razão

ar-combustível insuficiente para a queima completa[7].

Os alcatrões podem condensar em peças de equipamentos como as válvulas, entupindo-as ou

prejudicando o seu correcto funcionamento. Os alcatrões são eficazmente removidos por condensação,

por exemplo, em scrubbers de Venturi, sendo necessário o posterior tratamento da água, como boa

política ambiental.

O segundo grupo de poluentes é inteiramente dependente das características da biomassa utilizada. O

teor de enxofre, azoto, cloro e metais pesados (Pb, Zn, Cd, etc) influencia a qualidade das emissões

gasosas, em termos de óxidos de enxofre (em particular o SO2), compostos de azoto (NOx) e gases ácidos

(HCl). Os metais alcalinos, ácidos, pequenas partículas e cinzas são eficazmente removidas em ciclones e

filtros de mangas.

29

Por outro lado, resultante da combustão/gaseificação de qualquer tipo de biomassa, fica sempre

depositado no fundo do equipamento a porção não queimada de biomassa, as cinzas. A percentagem

destas pode ser dada numa base húmida ou seca e depende do tipo e qualidade de biomassa utilizada. A

presença destes compostos inorgânicos (K2O, CaO,P2O5, SiO2, Al2O3, Fe2O3 e MgO) é potencialmente

prejudicial ao equipamento, podendo causar problemas técnicos (a reacção entre metais alcalinos e

enxofre dá origem a sulfatos que se depositam nas superfícies metálicas dos tubos; o excesso de sílica na

biomassa cria uma camada vítrea resistente à transferência de calor na fornalha) , de corrosão e erosão de

equipamentos (devido à formação de ácido clorídrico a altas temperaturas) e também consequências

ambientais.

O sistema de limpeza de correntes gasosas pode ser constituído por um ou mais tipos de equipamento.

Os mais utilizados industrialmente são os sedimentadores gravíticos, ciclones, scrubbers (lavadores),

filtros de mangas e precipitadores electrostáticos[11].

Na selecção do sistema de tratamento da corrente gasosa gerada no processo de

combustão/gaseificação há que ter em vista a sequência posterior do processo. Ou seja, se o efluente

gasoso vai ser enviado directamente para a atmosfera ou se ainda vai ser utilizado para trocas entálpicas

com outras correntes, ou ainda se a corrente de gás de síntese vai ser posteriormente turbinada,

condensada (processo GTL) ou utilizada em motores de combustão. Consoante a sua finalidade, as

especificações em termos de quantidade de partículas e contaminantes da corrente gasosa gerada podem

variar substancialmente. Em seguida apresenta-se um resumo das características e limitações dos

principais equipamentos de tratamento de efluentes gasosos provenientes de processos de

combustão/gaseificação.

Os sedimentadores gravíticos têm a vantagem de serem bastante simples, baratos e de fácil

manutenção, apesar de ocuparem muito espaço e possuírem baixa eficiência na remoção de partículas

com dimensões inferiores a 50µm. São normalmente instalados antes de um ciclone para a remoção de

partículas com tamanhos entre os 100µm e 200µm.

Quanto aos sedimentadores centrífugos, o aumento da pressão de funcionamento até 5bar tem como

consequência o aumento da eficiência. O efeito da temperatura é inverso ao da pressão, perdendo-se

alguma eficiência quando se opera a valores de temperatura superiores, como por exemplo a T=400ºC.

Para fluidos no estado gasoso, a temperatura e a densidade têm uma relação inversamente

proporcional. O caudal de entrada é um outro parâmetro que influencia a eficiência do equipamento,

registando-se maior eficácia no tratamento de caudais e velocidades menores.

O sistema pode ser composto por dois ou mais ciclones dispostos em série, de modo a que as

partículas de maior dimensão sejam as primeiras a remover e assim sucessivamente, atingindo-se taxas de

eficiência na ordem dos 90% para partículas de tamanho superior a 5µm. Portanto, recorre-se à utilização

de ciclones quando se está na presença de poeiras mais grosseiras, com concentrações elevadas e que não

exijam grande especificidade em termos de eficiência.

Referente aos gaseificadores, a capacidade dos ciclones poderem operar a elevadas temperaturas

(T=1000ºC) é vantajosa, não sendo necessário arrefecer o gás de síntese, sendo que os tempos de

residência são suficientes para a remoção de alcatrão.

30

Os precipitadores electrostáticos (PE) recolhem partículas de menores dimensões e possuem maior

eficiência, comparativamente com os dois casos anteriormente analisados. Algumas das características

dos PE’s são o seu custo de investimento inicial, o facto de ocuparem muito espaço, de não se adaptarem

a cargas muito elevadas, podendo ser necessária uma limpeza prévia do gás, e valores de concentração de

CO elevados potenciarem o perigo de explosão. São utilizados para a remoção de partículas com

diâmetros compreendidos entre os 0,05µm e os 200µm, com perdas de carga de 2,54mmH2O a

12,7mmH2O e velocidades de passagem entre o 1m/s a 1,5m/s.

A selecção de PE’s para limpeza de uma corrente gasosa é vantajosa quando é necessário tratar

volumes de gás muito elevados, quando é imperativo valores de eficiência elevados e no caso das

partículas colectadas serem valiosas.

Aquando da operação de gaseificação, devido à natureza pegajosa das partículas de alcatrão, a solução

mais eficaz é a instalação de precipitadores electrostáticos molhados, que removem as partículas de

dimensões inferiores a 0.1 µm, na forma de aerossóis, com elevada eficiência (99%). Nestes, o gás passa

entre eléctrodos de alta voltagem que carregam as partículas, sendo em seguida atraídas para o colector de

carga oposta e removidas por acção de um líquido, água por exemplo.

À semelhança dos policiclones, os filtros de mangas e os scrubbers também dividem a corrente

principal em diversas outras mais pequenas.

Os principais parâmetros a ter em consideração são a razão ar/pano, também denominado de

velocidade superficial ou velocidade de filtração, o material constituinte dos sacos, o método de limpeza,

para além da espessura do bolo, uma vez que a limpeza nunca é completa.

Na selecção do tipo de filtro de mangas a utilizar há que ter em conta a temperatura de operação, pH

potencial das partículas quando húmidas, as perdas de carga que são aceitáveis e a eficiência do processo.

Apesar de haver o perigo de ruptura do saco devido à elevada temperatura do gás ou devido à

presença de humidade, acidez ou alcalinidade e algumas limitações quanto ao espaço ocupado pelo

equipamento, os filtros de mangas apresentam valores de eficiência elevados para uma vasta gama de

tamanhos de partículas, conseguem processar elevadas quantidades de gás, suportam diversidade de

partículas sólidas, a potência dos ventiladores não são exageradas e a utilização de velocidades baixas

permite a recolha de partículas de diâmetros tão baixos como de 0,1µm a 0,5µm.

Os scrubbers são utilizados quando é necessária a remoção de partículas finas, com eficiências

relativamente elevadas, de gases de combustão, procedendo-se ao seu arrefecimento e quando a presença

de água não causa problema. Este equipamento colecta as partículas mais pequenas em gotas de líquido,

sendo posteriormente removidas num ciclone. Existe a possibilidade de se operar em co-corrente, em

contra-corrente ou em corrente cruzada. Os scrubbers de Venturi são equipamentos muito eficientes para

a remoção de partículas/aerosóis com diâmetro compreendido entre 0,5µm e 5µm, ou quando a humidade,

temperatura ou presença de compostos corrosivos não permite a utilização de um filtro.

No dimensionamento deste tipo de equipamento (área/velocidade) é necessário conhecer os valores

dos parâmetros de pressão, temperatura, tempo de permanência, diâmetro médio das gotas e, sobretudo,

de caudal e carga de ambas as correntes para o cumprimento da eficiência de remoção de partículas

desejada.

31

Em seguida apresenta-se um quadro resumo de condições operatórias e eficiências de recolha típicas

de equipamentos de remoção de partículas em suspensão de correntes gasosas.

Quadro 5 – Resumo de Características de Equipamentos de Limpeza de Efluentes Gasosos[11]

Equipamento Tipo Capacidade ∆∆∆∆P

(mbar) Potência

(W/m3.min) ηηηη = 90%

(µm) Observações

Colector Mecânico

Sedimentador Gravítico

[15-25] m3/min por m3 do Sed. Grav.

0,5-1,3 1-4 50-100

Sed. Grav. c/ Chicanas

[30-1070] m3/min por m2 (Área

entrada) 1-3 20-100

Ciclone de Alta η


entrada) 7,5-12,5 15-35 10-50

η=f(QVGás

constante); Compacto; Barato;

Fiável;

Filtro de

Mangas

[1-2] m3/min por m2 (Área saco)

6 -15 35-45 0,2-1

Altas temperaturas prejudiciais;

Renovação dos sacos 2-3 anos

Scrubber

Impacto c/ Chicanas


chicana) 5-13 7-35 5-20

Elevado consumo energético;

Necessidade tratamento da água;

Arrefece gases quentes

Torre Enchimento


transversal leito) 15-20 1-5

Venturi [1800-9200] m3/min

por m2 (Área garganta)

25-125 140-425 0,5-5

Precipitador Electrostático

Seco [0,6-2,5] m3/min

por m2 (Área placa) 0,5-1,3 15-35 0,01-10

Necessidade alta Voltagem;

Eficiência depende do QV

Gás Húmido

[1,5-5] m3/min por m2 (Área placa)

1-3 10-15 0,01-10

1.7.4. Comparação de Processos Tecnológicos de Quei ma de Biomassa

e Consequente Geração de Vapor de Água

O Engenheiro responsável pela combustão deve empenhar-se na eficiência e economia das fontes de

energia utilizadas como parte integrante do processo industrial em que se encontra inserida.

No projecto de sistemas de combustão de biomassa factores como a quantidade, qualidade e preço dos

diferentes tipos de biomassa existentes, da energia produzida e das emissões gasosas, os custos de

operação e os mecanismos de suporte financeiro a ela associados influenciam a decisão de escolha da

tecnologia mais adequada, de entre diversas possíveis.

Na elaboração de Balanços Entálpicos em Processos por via de Gaseificação Prévia ou pela via

Combustão Directa há que contabilizar os inputs, perdas caloríficas, outputs e conteúdo energético das

emissões gasosas, de modo a possibilitar uma eficaz realização da Integração Energética Processual.

32

Quadro 6 – Variáveis do Balanço Energético em Sistemas de Combustão

Input:

• Calor de Combustão da Biomassa;

• Calor de Combustão de combustíveis auxiliares (por exemplo: pó de serradura ou nafta);

• Calor Sensível de Ar Primário e Secundário;

Perdas:

o Radiação; o Calor que se perde no ar de arrefecimento; o Energia consumida em Reacções Endotérmicas (por ex,:

pirólise) e de compostos inorgânicos; o Calor Sensível das Cinzas;

Output: � Vaporização de Água na Caldeira;

Conteúdo Energético das Emissões Gasosas:

� Calor Sensível da Humidade e Água gerada nas Reacções de Combustão;

� Calor Sensível dos Gases de Combustão; � Calor Sensível das Cinzas nos Gases de Combustão;

As etapas de secagem, pirólise e gaseificação farão sempre parte do processo de combustão, se bem

que o tipo de tecnologia utilizada irá influenciar a importância relativa de cada um destes passos, tal como

a sua localização espacial e temporal no reactor. O processo de combustão[7] pode-se efectuar em modo

descontínuo ou contínuo, a adição de ar pode ser realizada por convecção natural ou forçada. A

combustão em descontínuo e sem ventilação forçada é usualmente utilizada em instalações caseiras e de

pequena escala. As de média e grande escala recorrem sempre à combustão em processo contínuo e com

ventilação forçada de ar.

Relativamente aos sistemas industriais de combustão de biomassa, estes podem ser realizados em leito

fixo ou fluidizado. Usualmente, o objectivo dos sistemas de combustão directa está directamente

relacionado com a geração de grandes quantidades de energia para a produção de utilidade quente, mas

também pode acontecer que seja implementada uma operação intermédia, a via de gaseificação prévia do

combustível, como forma de maximizar o aproveitamento do potencial energético da biomassa.

Nos processos de combustão directa aproveita-se o calor de combustão libertado na fornalha para pré-

aquecimento, por exemplo, da água, e o calor sensível dos gases de combustão para a vaporização da

água na caldeira. Nos processos de gaseificação prévia, pretende-se aproveitar o calor sensível da corrente

gasosa para produção de utilidade quente e o gás de síntese para a sua queima em motores de combustão

interna, para gerar energia eléctrica numa turbina ou para sua utilização numa biorefinaria4.

São abordados diferentes tipos de reactores para a combustão de biomassa que, consoante o modo de

operação, podem ser de leito fixo ou fluidizado. Quanto ao agente de oxidação distinguem-se três

géneros: os de injecção de ar (comuns em combustão directa), apenas de oxigénio ou os de vapor de água

(ambos apropriados para processos de gaseificação prévia). Podem operar à pressão atmosférica, acima

4 Biorefinaria[47]: instalação que integra processos e equipamentos de conversão de biomassa, com tecnologia de base biológica, para produzir combustíveis, químicos e materiais de valor acrescentado (a partir dos açúcares da celulose e hemicelulose da biomassa pela via bioquímica), com auto-suficiência energética (a partir da lenhina obtida no fraccionamento da biomassa, produz-se gás de sínteses pela via termoquímica para o aproveitamento da sua entalpia, para efeitos de co-geração ou de produção de electricidade) e sempre de forma sustentável;

33

ou abaixo desta. Distinguem-se igualmente pela sua capacidade térmica, nomeadamente os reactores

autotérmicos, cujo calor provém da combustão parcial das partículas carbonáceas da biomassa, e os

alotérmicos, cuja zona de pirólise, gaseificação e combustão estão separadas, necessitando de uma

utilidade quente que colmate as necessidades entálpicas nas secções de pirólise e gaseificação.

(i) Reactores de Leito Fixo

Nos reactores de leito fixo distinguem-se as zonas de secagem da biomassa, da pirólise, da

gaseificação e da combustão. Alguns têm a vantagem da alimentação poder conter elevados teores de

humidade, até cerca de 60% numa base de matéria húmida, e serem de natureza e dimensões variadas.

Toda a energia térmica da combustão é utilizada nas restantes etapas (secagem, pirólise e redução).

Os reactores de leito fixo distinguem-se pela forma como o combustível e o comburente se cruzam,

podendo ser o sistema de co-corrente, contra-corrente ou corrente cruzada. A combustão de partículas de

biomassa pode ser efectuada em reactores de leito fixo com sistema de grelha, denominados de fornalhas

de grelha.

As fornalhas de grelha distinguem-se pela separação das zonas de combustão primária e secundária. A

boa mistura do ar secundário com os fumos de combustão permite reduzir a quantidade de ar primário

injectado, tal como as perdas caloríficas por diluição e redução/eliminação de poluentes no efluente

gasoso. A possibilidade de co-combustão de diferentes tipos de biomassa, como por exemplo madeira

com palhas, cereais ou relva, envolve precaução devido ao diferente comportamento de combustão.

Nos sistemas de fornalhas de combustão em leito fixo distinguem-se cinco categorias de fornalhas de

grelha: fixa, móvel, travelling (deslocamento), rotativas e vibratórias[7]. Cada um destes tipos de fornalhas

possui as suas vantagens e desvantagens, sendo necessário elaborar estudos e reflectir sobre a selecção a

efectuar. O projecto de uma fornalha quando bem efectuado conduz a uma distribuição homogénea do

combustível ao longo da grelha, distribuição de ar primário equilibrada, melhor eficiência de combustão e

redução dos custos operatórios.

As fornalhas de grelha fixa[7] são mais apropriadas para instalações industriais de pequena escala. O

transporte de combustível é assegurado por efeito gravítico, devido à inclinação da grelha. O facto de não

haver controlo sobre a alimentação e sua distribuição é uma desvantagem deste tipo de fornalhas.

As fornalhas que recorrem ao sistema de grelha travelling[7] são adaptadas a alimentação do tipo

pellets e chips para conseguirem uma combustão uniforme. O sucesso de emitirem baixas quantidades de

pó no efluente gasoso deve-se à estabilidade da queima e muito baixa velocidade de movimentação do

leito. A manutenção deste tipo de fornalhas e substituição das barras da grelha é relativamente fácil, o que

constitui um factor de peso na sua escolha.

Porém, o facto de o leito não ser atiçado faz com que o tempo necessário à combustão completa seja

superior, comparativamente com outros tipos de fornalhas, e que disparem os custos de injecção de maior

quantidade de ar primário. A alimentação de biomassa não-homogénea causa problemas, nomeadamente

o aparecimento de zonas heterogéneas de combustão, sendo necessário recorrer a distribuidores de

biomassa/combustível.

34

(b(a)

Figura 9 – Fornalha de grelha fixa (a) e travelling (b) [7]

O princípio de funcionamento das fornalhas de grelha rotativa assemelha-se ao dos fornos rotativos da

indústria cimenteira ou secadores rotativos de biomassa, não se desenvolvendo este tópico devido ao facto

de não serem comuns para queima de biomassa nos países industrializados.

As fornalhas de grelha vibratória[7] possuem uma parede de tubos finos, inclinados e suportados por

molas. O seu princípio de funcionamento é semelhante ao das fornalhas de grelha móvel inclinada, sendo

que o aspecto positivo é o da vibração da grelha ser efectuada por curtos períodos de tempo, formando-se

pequenas partículas de escória, facilmente removidas por efeito gravítico.

As fornalhas de grelha móvel horizontal[7] conseguem uma distribuição homogénea do leito por efeito

gravítico e através da montagem das barras de grelhas numa posição diagonal. A formação de escórias é

rara, devido à ocorrência de pontos-quentes, e a sua altura é consideravelmente menor que as de grelha

inclinada, o que pode ser uma vantagem aquando de restrições de construção.

Figura 10 – Fornalhas de grelha vibratória (a) e grelha móvel horizontal (b) [7]

A alimentação de biomassa às fornalhas mais comuns na indústria com movimentação de grelha é

efectuada por um sem-fim a um sistema de funis de carga, na zona superior da fornalha, i.e., acima da

primeira grelha. O facto de serem necessários os funis de carga deve-se ao facto de ser imperioso

controlar a quantidade de biomassa carregada à fornalha, uma vez que pode haver ligeiras variações do

caudal mássico alimentado devido à inconstância de carga do sem-fim, devido às diferenças de dimensões

da própria biomassa (por exemplo: estilha de madeira). Para além do mais, o isolamento dos funis de

(a)

(b)

35

carga impede a fuga de gases da fornalha para o exterior e previne que a combustão se efectue para lá dos

limites da fornalha.

Nas fornalhas com movimentação de grelha inclinada[7] uma linha de grelhas móveis desliza por cima

de uma linha de grelhas fixas. A alternância do movimento horizontal para trás e para a frente faz com

que o combustível seja transportado ao longo da grelha. Deste modo, partículas por queimar e outras já

em combustão entram em contacto, homogeneizando a mistura, e a superfície do leito da grelha é

renovada. Para além do mais, nestas condições, o ar primário injectado por debaixo da grelha tende a

distribuir-se homogeneamente, possibilitando um melhor controlo e eficiência do processo de queima.

Normalmente existem diferentes secções de grelha, possibilitando um controlo independente de

movimentação de cada secção consoante as diferentes etapas da combustão. O movimento de cada secção

é efectuado por um cilindro hidráulico. As barras metálicas da grelha são feitas de uma liga especial que

resiste a altas temperaturas, possuem pequenos canais nas suas paredes laterais para escoar o ar primário,

são compridas e estreitas para distribuir uniformemente o comburente ao combustível.

Nas fornalhas de grelha móvel[7] podem ser queimados diferentes tipos de biomassa, com teores de

humidade mais elevados, uma vez que na primeira secção de grelhas o ar primário injectado serve

principalmente para secar o combustível. O ajuste da frequência de movimentação das grelhas é

complexo, pois frequências demasiado altas conduzem a maiores concentrações de matéria não queimada

nas cinzas (última grelha) e pequena altura da pilha de material. Frequências demasiado baixas conduzem

a um aumento excessivo da altura da pilha de material que acaba por bloquear a passagem de ar primário

e “abafar” a combustão.

Figura 11 – Sistema de grelhas móveis[7]

O sistema de injecção de ar primário localiza-se na parte inferior da fornalha e divide-se igualmente

em três secções (para cada uma das secções da grelha), sendo a regulação de passagem de ar em cada uma

das secções independente e controlada pela abertura de uma válvula. Tanto o ar primário como o

secundário podem ser alimentados a uma temperatura superior à ambiente, no caso de haver mistura

parcial com os gases de combustão ou integração energética do sistema.

O ar primário é o principal agente promotor da combustão e é a regulação da sua quantidade admitida

à fornalha que determina o consumo de combustível. Quanto mais ar primário for injectado, mais

depressa a biomassa irá consumir-se e vice-versa. Ar em demasia, o fumo assume uma cor negra,

36

indicativa de excesso de gaseificação e libertação de gases com alto potencial combustível. Falta de ar

primário produz um fumo branco e “frio”, indicativo de que a combustão está a ser incompleta.

O sistema de injecção de ar secundário localiza-se no topo da fornalha. A admissão de ar secundário

aos gases de combustão permite queimar a matéria gasosa com potencial combustível, reduzir o teor de

compostos nocivos ao meio ambiente e saúde humana, como é o caso de toxinas, CO e NOx, controlar a

sua temperatura, através da variação do seu caudal, e aumentar a eficiência da fornalha. A admissão de ar

secundário é, em todo o caso, favorável, conduzindo também a temperaturas de fumo mais baixas e

permitindo que as partículas solidifiquem mais cedo, causando menores problemas de sujidade.

As cinzas são conduzidas pelos cinzeiros até ao tanque de recolha das cinzas, cheio de água,

localizado na parte inferior e externa à fornalha. Daí, através de um sistema de redlers, são retiradas para

armazenamento e posteriormente transportadas para aterro.

Os reactores de leito fixo próprios para a geração de gás de síntese, através da operação de

gaseificação de biomassa, são os updraft, downdraft e os cross-draft.

O reactor de leito fixo mais simples é o reactor updraft[19] [25], no qual a alimentação de biomassa é

feita pelo topo e a de ar na base, criando-se então um sistema em contra-corrente, com a matéria a passar

pelas várias zonas de conversão, removendo-se as cinzas na base e a corrente gasosa de

gaseificação/combustão pelo topo, a baixa temperatura (200ºC a 400ºC). A simplicidade do equipamento,

as trocas energéticas e queima de biomassa e partículas carbonáceas no seu interior são elevadas e a

eficiência de gaseificação/combustão é bastante boa. Dadas estas características vantajosas, é possível

alimentar combustíveis com teor de humidade relativamente elevado (%H=60%, w.b.)[7][19] e manter o

modo de operação em contínuo. Em contrapartida, este não é o reactor mais aconselhado em processos de

gaseificação que exijam baixos teores de alcatrão e metano, uma vez que os gases da pirólise, uma vez

libertados, não são decompostos nas zonas abaixo, escapando-se pelo topo do reactor, sendo necessário

maior esforço na limpeza do gás de síntese no caso de este ser posteriormente turbinado.

Os reactores do tipo downdraft[19] [25] possuem ambas as alimentações no topo ou a de biomassa no

topo e ar nas laterais (sistema em co-corrente) e a saída do gás de síntese na base a elevada temperatura.

Como efeito, a ordem das quatro zonas altera-se, ficando, do topo para a base, secagem, pirólise,

combustão e gaseificação.

O benefício que advém desta configuração, com alimentação em grandes níveis e tempos de

residência mais alargados, é a reduzida quantidade de alcatrões na corrente gasosa à saída, resultante da

melhor eficiência da gaseificação/combustão pelo facto da corrente gasosa atravessar o coração do

reactor. Como inconveniente, a fase gasosa contém elevados teores de cinza e partículas de pó, a

alimentação deve ser homogénea para evitar descontinuidades (pellets ou briquettes) e a humidade não

deve ser superior a 25%.

37

Figura 12 – Reactor de leito fixo updraft (a) e drowndraft (b)[19]

No caso do objectivo da operação ser a de gaseificação, com o decréscimo da temperatura e taxas de

alimentação demasiado baixas, a formação de alcatrões é maior devido à dificuldade do seu cracking nas

baixas condições de temperatura. Um aspecto positivo neste tipo de reactores é o baixo arrastamento de

partículas no gás. É aconselhada uniformidade de dimensões da matéria alimentada por questões de

segurança (4cm<d0<10cm) para evitar problemas de bloqueamento da corrente gasosa por parte das

partículas na zona de estrangulamento, o coração do reactor. Taxas de alimentação mais elevadas

originam temperaturas mais altas e capacidade de cracking dos alcatrões, com o consequente aumento da

quantidade de partículas no gás. A desvantagem do reactor downdraft prende-se com as elevadas

quantidades de cinzas e pó na corrente gasosa devido ao facto do gás passar pela zona de oxidação.

No derradeiro caso da carga de alimentação ser demasiado elevada, o tempo de permanência encurta e

voltam a observar-se teores de alcatrões e de partículas mais elevados. Consoante as especificações da

corrente gasosa de saída, um equilíbrio entre os teores de alcatrões e de partículas deve ser encontrado.

A temperatura torna-se também mais elevada, o que resulta numa menor eficiência de gaseificação.

Os reactores downdraft requerem uma humidade máxima na carga de alimentação inferior a 25% e

dimensões das partículas compreendidas entre os 4cm e os 10cm para que o escoamento seja regular.

No Anexo 5 encontra-se esquematizada a transferência de calor e reacções químicas de reactores

downdraft.

Figura 13 – Gaseificador crossdraft (a) e open-core (b)[19]

(a) (b)

(a) (b)

38

Os reactores de crossdraft[25] foram projectados para a queima de carvão, a altas temperaturas, na

ordem dos 1500ºC, em que a biomassa é alimentada transversalmente à passagem do ar. São bastante

apropriados para operação em pequena escala.

Os reactores de núcleo aberto[25] (open-core) foram especialmente criados para gaseificar partículas

com baixa densidade, para não existir um estrangulamento no coração do reactor e ocorrem entupimentos

por parte da matéria. Existe a possibilidade de serem instaladas grelhas rotativas para melhorar a mistura

da matéria combustível e a remoção contínua das cinzas, característica deste tipo de biomassa, é

imperativa. No quadro que se segue estão resumidas algumas dos valores característicos de parâmetros

mencionados anteriormente.

Quadro 7 – Comparação de reactores de leito fixo[19][25][33]

Parâmetro/RLFixo Downdraft Updraft Crossdraft Humidade Biomassa (%, w.b.) <25 <60 15

Cinzas (%, d.b.) <5 <15 1.0 Dimensões partículas (mm) 20-100 5-100 1-5

Densidade (kg/m3) >500 >400 200 Morfologia Uniforme Praticamente uniforme Uniforme

Temperatura Saída Gás (ºC) 700 200-400 1250 Alcatrões (g/Nm3) 0.015-0.5 30-150 0.1 Turn-Down Ratio 3-4 5-10 -

PCI do gás de síntese (kJ/Nm3)

4.5-5 5-6 -

Eficiência do gás quente (%) 85-90 90-95 90

Observações < PCgás; teor partículas

médio; < teor alcatrões

> PCgás; teor partículas médio; > teor alcatrões

< PCgás; teor partículas médio; > teor alcatrões

Para além do design do reactor e das condições de operação, a quantidade de matéria volátil tem

grande peso na quantidade de alcatrões produzidos. Dependendo do design, os compostos voláteis

abandonam o reactor a baixa temperatura (leito fixo em contra-corrente), a temperatura moderada (leito

fluidizado) ou a alta temperatura, depois de passarem pela zona de oxidação (leito fixo em co-corrente).

(ii) Reactores de Leito Fluidizado

Analisando agora os reactores de leito fluidizado para efeitos de combustão directa ou de gaseificação

prévia, distinguem-se três classes, os de leito fluidizado borbulhante, os de leito fluidizado circulante e os

de leito fluidizado arrastado[19][33].

A geometria destes reactores assemelha-se à de um cilindro, fortemente isolado para minimizar perdas

energéticas, com uma placa porosa no topo e fundo, permeável apenas à fase gasosa, mantendo-se da fase

sólida, um sólido granular, como a areia branca (d0=100µm) ou magnesite, e biomassa não reagida, no

interior do reactor durante o período de operação. O ar/O2 e/ou vapor de água são injectados por meio de

distribuidores cónicos na base do gaseificador e a entrada contínua de pequenas partículas biomassa

localiza-se na metade inferior do reactor.

39

A velocidade de injecção do ar /O2 tem de ser superior à velocidade mínima de fluidização (µm) para o

correcto funcionamento da unidade, em termos de fluidização, turbulência e reactividade de todas as

partículas para efeitos de distribuição homogénea da matéria reaccional e da temperatura.

Os reactores de leito fluidizado, comparativamente com os outros, comportam melhores variações no

tipo e dimensão da biomassa, elevados teores de cinzas na biomassa (não correndo o perigo de fusão das

cinzas devido às baixas temperaturas de operação), perdas de pressão, problemas de escoamento e

dissipação de pontos quentes, não se distinguindo as zonas de pirólise, gaseificação ou combustão. A

adição de catalisadores permitem a redução do teor de H2S e de NOx emitidos, aliviando o sistema de

tratamento dos gases, e permitindo comportam a admissão de diferentes tipos de biomassa. O ajuste da

RE, definido no caudal de ar/O2 injectado no caso da operação ser a de gaseificação, ou o ajuste do

excesso de oxigénio, no caso da operação ser a de combustão, permite controlar a temperatura e podem

funcionar num largo espectro de pressão, consoante a necessidade e o objectivo da

gaseificação/combustão. Na operação de gaseificação tem de se lidar com a maior formação de carvão e

alcatrões (que aumentam o PC do gás de síntese para os 7MJ/kg a 8MJ/kg), presença prejudicial de

impurezas de metais alcalinos no gás e complexidade de controlo dos sistemas de injecção de biomassa,

ar e vapor de água.

O primeiro contacto das partículas de matéria-prima com a areia quente provoca a libertação da

matéria volátil e decomposição parcial da biomassa. A presença de areia, que funciona como um inerte, é

vantajosa para a fluidização do meio, assim como uma transferência de calor mais eficaz, evitando a

formação pontos quentes e permitindo trabalhar a temperaturas mais baixas, e uma distribuição

homogénea da temperatura e das diferentes partículas. Seguidamente, na fase gasosa, ocorrem as reacções

de gaseificação, de conversão dos alcatrões e/ou combustão.

Os reactores de combustão de leito fluidizado (RLF) são caracterizados pela flexibilidade e liberdade

de queima de diferentes tipos de matéria (biomassa e/ou carvão), pelo seu funcionamento a temperaturas

mais baixas (T≈1000ºC), pela redução das emissões de SOx e NOx e pela possibilidade de adição de

catalisadores.

A figura seguinte ilustra os três principais tipos de reactores de leito fluidizado (leito fluidizado

borbulhante, circulante e arrastado), seguida de um resumo das suas principais características e diferenças

tecnológicas.

Figura 14 – Reactores de leito fluidizado borbulhante (a), circulante (b) e arrastado (c) [7][33]

(a) (b) (c)

40

Num reactor de leito fluidizado borbulhante (RLFB) o nível da matéria fluidizada atinge

sensivelmente metade da altura total do equipamento, servindo a metade superior para a queima de

hidrocarbonetos gerados no processo de gaseificação e regulação da temperatura de saída da corrente

gasosa, através da admissão controlada de ar secundário. A lenta difusão das bolhas de oxigénio contribui

para condições de oxidação e baixa conversão da matéria sólida, diminuindo a eficiência do processo de

queima. A velocidade de fluidização da fase gasosa é bastante restrita, entre 1m/s e 1,5m/s, a combustão

incompleta do carbono leva a uma maior carga de alcatrões no gás mas são mais adequados à gaseificação

e combustão de carvão do que os reactores de leito fixo e o campo de aplicação dos RLFB é mais comum

em unidades industriais de pequena e média escala.

Os reactores de leito fluidizado circulante (RLFC) distinguem-se pela presença de uma câmara

secundária de combustão, na qual se queimam partículas carbonáceas formadas com o intuito de as

eliminar e gerar calor suficiente para a auto-sustentação térmica do processo. Portanto, na eventualidade

do equipamento servir os propósitos de um processo de gaseificação, as temperaturas atingidas na câmara

secundária, a de combustão (T ≈ 1200ºC), são superiores às verificadas na zona de gaseificação (T є

[750;900]ºC) e, consequentemente, a capacidade do reactor absorver a humidade da biomassa é

ligeiramente maior. Relativamente ao leito, este encontra-se totalmente preenchido pela matéria, sendo

necessário maior fluxo de ar/O2 e/ou vapor de água para manter a fluidização do leito. A velocidade de

fluidização dos RLFC encontra-se na gama dos 4m/s a 7m/s e as restrições às dimensões das partículas de

biomassa admitidas são menores, comparativamente com outros tipos de reactores. Os efeitos de maior

recirculação, maior tempo de residência da matéria, maior turbulência e bom contacto gás-sólido nos

RLFC conduzem à maior conversão de alcatrões e ao incremento da eficiência do processo. O scale-up

deste tipo de reactores, apropriados para larga escala industrial, é digno de confiança e tem demonstrado

bons resultados.

Reactores de leito fluidizado arrastado (RLFA) são mais exigentes no que diz respeito às dimensões

das partículas de combustível admitido (d0 є [80;100]µm), teor de humidade, densidade e cinzas destas. A

entrada de partículas de combustível e de comburente dá-se pelo topo do equipamento, as cinzas são

retiradas pela base e o escoamento da corrente de gás é efectuado sensivelmente a meio do reactor. O

sistema de fluxo de arrastamento faz reagir as partículas suspensas de matéria numa corrente de

O2/ar/vapor de água. Dadas as características do seu design, os RLFA foram projectados para a

gaseificação em larga escala industrial de carvão, resíduos de refinarias, etc, e não tanto para biomassa. A

temperatura de operação é superior, comparativamente com os outros dois tipos de reactores de leito

fluidizado.

Quadro 8 – Características da alimentação para diferentes tipos de reactores de leito fluidizado[19]

Parâmetro/RLF Borbulhante Circulante Arrastado Dimensão (mm) 10 – 100 10 – 100 <1

Humidade (%, w.b.) <40 <50 <15 Cinzas (%) <20 <20 <20 Morfologia Uniforme Uniforme Uniforme

Densidade (kg/m3) >100 >100 >400

Eficiência gás quente (%) 85 - 90 90 – 95 -

41

A eficiência do gás quente é definida como o quociente entre o potencial energético da corrente

gasosa pelo potencial energético da corrente de biomassa alimentada.

Estudos efectuados revelam que a operação da gaseificação sob pressão em reactores de leito

fluidizado pressurizado (RLFP) para efeitos de produção de energia eléctrica em instalações de larga

escala industrial possui certas vantagens[33], nomeadamente na redução de custos operatórios resultantes

do transporte da corrente gasosa. O gás a turbinar necessita de estar a média-alta pressão (10-25bar) mas,

para tal, existem duas hipóteses: comprimir o gás de síntese antes da sua admissão à turbina ou

pressurizar a operação de gaseificação (alimentação e gaseificador).

No caso em que se opta por comprimir o gás de síntese, os custos desta operação são, por comparação,

mais elevados devido ao maior caudal de gás a tratar (maior temperatura e menor densidade) e à

necessidade do seu arrefecimento entre andares de compressão, aumentando bastante o consumo de

energia de tal operação.

Se a decisão for a de se gaseificar a alta pressão, o consumo energético interno e os custos de

investimento são menores devido ao menor caudal e temperatura do fluído comburente. Foi observado

que a fusão de cinzas se dá em menor escala, o que é benéfico. Em contrapartida, a alimentação de

combustível sob pressão é um tanto ou quanto complexa, os sistemas de limpeza de gás a altas

temperaturas e pressões possuem menor eficiência e estão em vias de serem economicamente viáveis, o

que constitui uma limitação a todo o processo.

Quanto às aplicações de gaseificação sob pressão, a mais comum é a utilização do gás de síntese em

turbinas para produção de energia eléctrica. Ao passo que na turbinação de vapor de água este se pode

encontrar a numa gama de temperaturas de 500ºC a 600ºC, a aplicação de gás de síntese numa turbina

pode-se dar a temperaturas dos 700ºC aos 900ºC, saindo ainda a temperaturas elevadas (450ºC),

possibilitando a sua integração energética em permutadores de calor ou vaporizadores. A opção de

turbinar gás de síntese tem como vantagem a capacidade de se atingir elevada eficiência termodinâmica,

até 40% em instalações de larga escala e de 20% a 35% em instalações de pequena e média escala. A

contrapartida é a necessidade imperiosa de limpeza da corrente gasosa para evitar o desgaste das pás da

turbina.

Como foi anteriormente referido, a tecnologia de reactores de leito fluidizado pode também servir os

propósitos de co-combustão de biomassa e/ou combustíveis fósseis, nomeadamente o carvão e nafta,

sendo uma tecnologia com provas dadas em centrais termoeléctricas. O princípio de funcionamento deste

tipo de reactores é em tudo semelhante aos anteriormente descritos, nos quais as partículas sólidas são

suspensas numa corrente de ar injectado no sentido ascendente, promovendo a sua mistura, a

transferência de calor e a taxa reaccional.

(iii) Produção de Vapor em Caldeiras

A caldeira é um contentor fechado e pressurizado, no qual um fluido é aquecido ou vaporizado para

uso externo, ou seja, noutras partes do processo. A transferência de calor directa pode provir da

combustão de gás natural, carvão, nafta, biomassa, e até mesmo de energia eléctrica, nuclear ou solar[8].

A produção de vapor de água, quer pela sua elevada disponibilidade, baixo custo, não-toxicidade e

propriedades, pode ter como objectivo a produção de energia eléctrica, necessidades entálpicas no

42

processo industrial ou a conjugação de ambos. Normalmente a vaporização é a que requer caldeiras de

maiores dimensões e que operem a maiores pressões.

A classificação das caldeiras divide-se em três tipos principais[8] [9]: quanto à localização dos fluidos

(entre elas as piro-tubulares, ou cilíndricas, aqua-tubulares e as aqua-piro-tubulares), quanto à pressão de

operação (alta ou baixa) e relativamente à sua função (de aquecimento ou vaporização).

As caldeiras piro-tubulares [8] [9] podem ser longitudinais, transversais, de combustão interna ou

externa aos tubos. As de tubo longitudinal possuem uma estrutura simples e são mais apropriadas para

operarem a baixa pressão. As que operam em modo transversal podem ter tubos de diâmetros menores e

maior eficiência. As caldeiras piro-tubulares, nas quais os gases de combustão passam nos tubos e em que

a combustão é externa a estes, transferem parte da sua energia térmica para o fluido, que se encontra no

lado da caixa, são bastante comuns em instalações industriais de pequena e média dimensão. Uma

vantagem é o facto de a caixa não estar exposta ao calor radiativo do fogo, prolongando o seu tempo de

vida. A pressão de funcionamento adequada encontra-se na gama dos 10bar aos 20bar e o caudal de vapor

produzido pode variar das 0,03ton/h às 20ton/h. A transferência de calor é função da área, da

condutividade do material dos tubos, da diferença de temperatura entre ambos os fluidos, do tempo de

residência, tal como das características da chama, do número de passagens e velocidade dos gases de

combustão. Portanto, são próprias para a produção de água quente e de vapor de água a baixa e média

pressão até uma temperatura de cerca de 220ºC.

Por sua vez, as caldeiras aqua-tubulares [8] [9] são apropriadas para a geração de vapor no interior da

fornalha, sendo a sua capacidade em função do número de tubos que a atravessam. Podem ser de

circulação natural ou forçada e com uma ou várias passagens dos tubos.

São apropriadas para a produção de vapor de média e alta pressão e água quente. A pressão de

funcionamento é regularmente inferior a 20bar e o caudal de vapor debitado menor que as 22ton/h,

existindo casos de algumas especificamente construídas para operar a pressões superiores a 24bar.

Outro aspecto positivo é o design e o volume necessários serem independentes da fornalha. As

caldeiras aqua-tubulares são próprias para a queima de combustíveis sólidos e, no caso de os tubos serem

internos à fornalha, podem-se usar chicanas para maximizar o contacto e o número de passagens do gás

com os tubos. O facto de se atingirem temperaturas mais elevadas implica menor percentagem de NOx e

melhor qualidade do efluente gasoso.

Figura 15 – Caldeiras piro-tubulares (a) e aqua-tubulares (b)[9]

(a)

(b)

43

Legenda:

1- Fornalha 2- Caldeira 3- Economizador 4- Alimentação

biomassa

As caldeiras aqua-piro-tubulares são um misto entre a tecnologia das caldeiras piro-tubulares e aqua-

tubulares, no sentido em que tanto a água como os gases de combustão circulam em sistemas

independentes do lado dos tubos. São apropriadas para a geração de vapor de água de média ou alta

pressão em instalações industriais de média e grande dimensão.

Em torno do interior da fornalha encontra-se instalado um sistema de tubos, que cobre as quatro

paredes e o topo, com a função de aumentar a área de aquecimento da água, com um sistema de

comunicação que possibilita uma melhor deslocação das correntes de água entre as várias zonas. Estes

tubos estão revestidos com uma tinta especial resistente a altas temperaturas e de cor vermelha para

melhor reflectir a radiação IV.

A figura seguinte permite uma melhor visualização da montagem do equipamento de queima de

biomassa, a fornalha, e de produção de vapor de água, a caldeira.

Figura 16 – Caldeira Aqua-Piro-Tubular Lambion[20]

Quanto à água “fresca” do circuito de vaporização, regressada das linhas de processo, esta é

armazenada nos tanques de recolha. É previamente encaminhada para o economizador, de forma a

aproveitar a entalpia remanescente no efluente gasoso da combustão, e só depois admitida à caldeira pelo

topo. Na caldeira gera-se, então, vapor de média ou alta pressão, que escoa pelo tubo maior instalado no

topo da caldeira para as linhas de processo.

Quanto ao percurso dos gases de combustão gerados na fornalha, estes atravessam o “papo-de-rola” e

são forçados a escoar pelo interior dos tubos da caldeira, vaporizando o líquido nela contido. Em seguida,

passam por uma outra peça de equipamento, denominada de economizador, e também para arrefecer os

gases de combustão, aquecendo a água do economizador, antes de entrarem no sistema de limpeza

(policiclones), para finalmente serem expelidos pela chaminé.

2

1

4

3

44

(iv) Análise Comparativa entre Combustão por via Directa e por Gaseificação

Prévia

Consoante a finalidade do processo de queima, a decisão de escolha deve, em todo o caso, considerar

os aspectos técnicos e económicos dos equipamentos a instalar.

A queima de biomassa pode ser efectuada em fornalhas de grelha ou em reactores de leito fluidizado.

Ambas as tecnologias se prestam à produção de vapor de água para fins processuais, de integração

energética da unidade fabril e/ou para geração de energia eléctrica por via de turbinas. Na gaseificação

produz-se o gás de síntese (constituído principalmente por H2, CO e CO2), o qual pode ser utilizado com

outros fins, tais como na produção de combustíveis líquidos (Green-Diesel) através da reacção de

Fischer-Tropsch (processo GTL)5, para geração de energia eléctrica por meio de um turbina ou para

queima em motores de combustão interna. O quadro 9 resume as principais características das tecnologias

de combustão directa e de gaseificação prévia.

Ambas as tecnologias de combustão de biomassa em fornalhas de grelha (grelha fixa e agitada)

requerem um simples pré-tratamento da biomassa, por questões de segurança funcionam em condições de

ligeira depressão e o controlo da operação de queima é relativamente simples (automatização). A

possibilidade de misturar diferentes tipos de biomassa ou efectuar co-combustão pode ser uma vantagem

para a empresa em termos económicos e de eliminação de resíduos da própria unidade. O sistema de

tratamento do efluente gasoso é simples e pouco dispendioso (ciclones) e dadas as maiores temperaturas

atingidas na combustão (T є [1000ºC – 1200ºC]), consegue-se a garantir uma queima completa da

matéria, por parte da injecção de ar secundário, eliminando eventuais toxinas, mas acabando-se sempre

por gerar SO2, NOx.

As fornalhas de grelha fixa são mais apropriadas para queima de biomassa em instalações industriais

de pequena escala, envolvem um baixo custo de investimento e controlo operatório simples. Existem

variados tipos de fornalhas de grelha fixa que se adequam a diferentes tipos de biomassa, consoante cada

caso. A biomassa deve possuir preferencialmente baixo teor de humidade e como a combustão é mais

lenta, logo o tempo de residência é necessariamente maior.

As fornalhas com movimentação de grelha inclinada possuem boa distribuição e renovação da matéria

ao longo do leito, eficiente sistema de arejamento primário do leito de biomassa e queima secundária dos

fumos, originando uma boa eficiência de combustão. A biomassa pode possuir alto teor de humidade (até

50%), o tempo de residência é menor e a combustão mais rápida. São apropriadas para instalações

industriais de média e grande escala, implicando um maior investimento, comparativamente com o

exemplo anterior.

5 O Processo GTL utiliza Reactor do tipo Slurry Multitubular de Leito Fixo, P≈20atm & T≈220ºC, Catalisador com metais do grupo VIII (Fe, Ru, Co) em suporte de Alumina, formando-se Hidrocarbonetos (C10 a C20), com rendimento compreendido entre os 60% a 90%. A corrente líquida segue posteriormente para o Sistema de Separação (mist eliminators, hidrocracking, isomerização e/ou reforming catalítico para recuperação e refinação).

45

Quadro 9 – Comparação entre tecnologias de Combustão Directa e de Gaseificação Prévia

Combustão Directa Gaseificação Prévia

Tecnologia de Queima

Leito: Fluidizado vs Fixo Fornalha de Grelha: Horizontal vs

Inclinada & Fixa vs Móvel Tubos: Longitudinais vs Transversais Aqua-Tubulares vs Piro-Tubulares;

Circulação: Natural vs Forçada

Leito: Arrastado, Fluidizado ou Fixo

(UpDraft, DownDraft, CrossDraft);

Autotérmicos vs Alotérmicos Injecção: Ar/O2, Vapor de Água;

Circulação: Forçada

Parâmetros QM Biomassa; QV Ar 1º & QV Ar 2º;

Frequência Agitação Grelhas; Depressão

QM Biomassa; QV Ar/O2; RE; Velocidade Superficial;

Razão de Recusa; Poder Calorífico; Caudal de Gás;

Características Biomassa

d0 є [1;10]cm; %H < 50-60%; pré-tratamento: < esforço de

trituração

d0 < 0,02 – 2,5cm; %H < 40%; pré-tratamento: > controlo

granulométrico Características

Material Construção

Refractário Aço resistente ao calor

Temperatura Operação

1000ºC – 1200ºC 750ºC – 900ºC

O2 (estequiometria) 20% Excesso ar Défice de O2 (0,1 < RE < 0,3) Tempo de Arranque Minutos/Horas Horas

Vigilância Baixa Média Controlo Simples Médio

Eficiência (%) 80-90 85 - 95

Resumindo, as características de uma boa fornalha/caldeira de biomassa são a recirculação dos gases

de combustão (abaixamento da temperatura das cinzas para evitar a formação de depósitos), limpeza fácil

e regular dos tubos do permutador de calor/caldeira (por sopragem com vapor ou ar comprimido), grande

superfície radiante (maior volume da fornalha) e combustão em grelha inclinada.

As tecnologias por via de gaseificação prévia requerem um estrito pré-tratamento da biomassa,

aceitam variações de tipo na sua alimentação mas o controlo operacional de reactores de leito fluidizado

(mais adequados à gaseificação de biomassa) é mais sofisticado do que o das fornalhas, devido às

limitações de temperatura. Podem também operar em condições abaixo ou acima da pressão atmosférica.

Nos reactores de leito fixo estão separadas as zonas de secagem da biomassa, da pirólise, da

gaseificação e da combustão. Alguns gaseificadores aguentam alimentação com elevado teor de

humidade. Os reactores de leito fixo são mais apropriados para a gaseificação de carvão e também de

biomassa em instalações industriais de pequena e média escala, necessitando de um médio custo de

investimento e controlo operatório. Deve ser ponderado o tipo e design do gaseificador consoante o

objectivo final de utilização da corrente gasosa gerada, pois estes aspectos influenciam fortemente a sua

composição e teor de impurezas.

Os reactores de leito fluidizado são caracterizados pela turbulência e homogeneização das partículas

no seio do leito, boas taxas de transferência de calor e reaccionais. Para efeitos de gaseificação,

46

funcionam a temperaturas mais baixas (750ºC a 900ºC), que influencia a redução de SO2 e NOx gerados

mas potencia maior formação de alcatrões e carvões. Os reactores de leito fluidizado comportam

melhores variações no tipo e dimensão da biomassa, elevados teores de cinzas, perdas de pressão,

problemas de escoamento e dissipação de pontos quentes. Mais uma vez, para efeitos de gaseificação,

pode-se optar pela injecção de ar, vapor de água ou só oxigénio (mais dispendioso), sendo que a

composição e PC do gás de síntese é dependente da regulação destes parâmetros (RE e Temperatura, por

exemplo). Adaptam-se com segurança às dimensões e objectivos da unidade industrial, mas requerem

maior custo de investimento em grandes instalações, comparativamente com as fornalhas.

É de referir que a tecnologia de reactores de leito fluidizado em processos de combustão por via

directa ou por gaseificação prévia da biomassa ainda não se encontra bem difundida no meio fabril,

havendo alguma reticência e falta de confiança por parte dos industriais em apostar neste tipo de

tecnologias, apesar de haver numerosos estudos realizados sobre os benefícios e vantagens da

gaseificação e co-gaseificação de carvão, biomassa, resíduos urbanos e industriais, influência das

condições operatórias e ciclos de vapor integrados em sistemas de gaseificação.

O tipo de equipamento que melhor e mais facilmente se adequa às características da biomassa e

objectivos da gaseificação é o reactor de leito fluidizado circulante, operando sob pressão, com a

finalidade de parte do gás de síntese vir a ser turbinado, economizando-se nas exigências dos

equipamentos e consumo energético decorrente do transporte do gás. Comparativamente com os

restantes, a tecnologia deste tipo de reactores de leito fluidizado com o propósito de gaseificação suporta

melhor maior teor de humidade da biomassa, a combustão parcial de partículas de carvão confere-lhe

maior autonomia energética e a eficiência do processo, em termos globais, é a mais elevada.

47

2. Dados Industriais sobre a I.F.M. e a Valbopan

2.1. Registos Globais de Produção de Vapor e Consumo de Biomassa da IFM

Foi efectuado o levantamento do tipo e respectiva quantidade de biomassa consumida no sistema de

caldeiras da unidade fabril da IFM e estimada a relação entre a produção de vapor de água e o consumo

de biomassa individual das caldeiras Lambion e Fonseca & Seabra. O estudo das condições operatórias da

fornalha Lambion foi realizado, com base nos registos de funcionamento da caldeira e fornalha, para

estimar a eficiência e qualidade da combustão, assim como das emissões gasosas.

A caldeira Lambion produziu em média 25,3ton/h de vapor de água a 22bar.

É de referir que devido à abundante quantidade de dados de registo de leitura da caldeira Lambion

necessários transcrever para computador, optou-se por seleccionar apenas um mês em cada trimestre

(Janeiro, Maio, Julho e Outubro) para os anos de 2007 e 2008.

Em seguida apresenta-se um quadro com os valores de variados tipos de madeira e biomassa

consumidos no intervalo em estudo.

Quadro 10 – Consumo de biomassa no sistema de caldeiras

Tipo Biomassa /

Consumo (ton) Jan-07 Mai-07 Jul-07 Out-07 Jan-08 Mai-08 Jul-08 Out-08

Eucalipto Grosso

900 360

950

Eucalipto Fino

390 119 128 276

324

Eucalipto Vermelho

171

311 472

Pinho 1900 1244 613 752 579 405 267 600

Carrasca N 60 587 820 863 233 914 1338 285

Lenha

129 35 64 433 41 165 260

Carrasca (m3)

120 150 120 120 120 348 120

Biomassa

1117 2280 938 2229

Nafta 23 9 10 2,9

Pó Cortiça

42

CarrascaN refere-se à Carrasca (ρ = 0,3ton/m3) proveniente das instalações da Valbopan, em

Famalicão, Nazaré. No quadro 11, considerou-se como “biomassa” as espécies de Eucalipto Grosso,

Fino, Vermelho, Biomassa e pó de Cortiça.

De acordo com os dados da empresa referentes ao consumo no sistema de caldeiras, para o ano de

2009[13], considerou-se que 80% do consumo é de Biomassa, 10% de madeira de Pinho, 5% de Carrasca e

5% de Lenha. Comparando estes valores com os medidos em 2007 e em 2008, nota-se alguma

discrepância em relação ao consumo estimado de Carrasca, como evidenciado no quadro seguinte.

48

Quadro 11 - Percentagem média de consumo mensal de biomassa no sistema de caldeiras

Média 2007 Média 2008 Média 2009

Total (ton) 2322,6 3669,9 2779,9

Biomassa (%) 18,4 61,2 80

Carrasca (%) 27,2 19,6 5

Lenha (%) 2,3 6,3 5

Pinho (%) 51,5 12,9 10

Nafta (%) 0,6 0 0

É de salientar que o valor para 2009, relativamente à média de previsão de consumo de Carrasca de

5%, é cerca de cinco vezes inferior ao verificado nos anos de 2007 e 2008. Quer isto dizer que a

recorrência à utilização de Carrasca para queima tem sido superior à assumida na previsão para o ano de

2009. Uma hipótese explicativa para tal facto prender-se-á com o menor custo de aquisição da Carrasca

(16€/ton), comparativamente com o da Biomassa (27€/ton). Da observação da evolução temporal do

consumo da Carrasca no quadro 10, constata-se um aumento significativo nos meses de Verão, atingindo-

se 40% a 50% do consumo total, e uma redução no Inverno para valores mais próximos do considerado

de 5% a 10%.

Por outro lado, o consumo de Biomassa em 2007 foi bastante mais baixo (18,4% do consumo total)

que os valores registados nos anos posteriores, tendo aumentado em 2008 para cerca de 60%, devido

também ao aproveitamento de resíduos de limpeza florestal. Tal ocorrência pode ter sido contrabalançada

pela maior aquisição de madeira de Pinho em 2007 (50,4% do consumo total) em detrimento da madeira

de Eucalipto, tendo o consumo de Pinho nos meses de 2008 sido de cerca de 463ton/mês, ou seja, 12,9%

do consumo total. O valor de 12,9% está bastante próximo do assumido no planeamento de consumo para

2009 (10%).

Quanto ao consumo médio de Lenha na caldeira não se registam discrepâncias, relativamente ao valor

de previsão para o ano de 2009, sendo a diferença de 14%.

Da análise do quadro 9, constata-se que o consumo de Lenha tende a ser mais intenso no período de

Inverno, ao passo que o consumo de madeira de Eucalipto e de Pinho se revelou constante em 2007,

observando-se uma tendência decrescente no ano de 2008, explicada pela introdução de grandes

quantidades de Biomassa na alimentação da caldeira.

A informação recolhida é concordante com os dados do sistema, em relação à queima de nafta nas

fornalhas Termec, cuja utilização cessou em finais de 2007 devido a factores de viabilidade económica,

analisados com maior detalhe no quadro 10. A utilização de pó de cortiça na fornalha da caldeira da

Lambion foi terminada, não devido ao seu Poder Calorífico nem ao seu custo de aquisição, mas sim

devido a outras características como a formação de partículas, que não sendo retiradas no sistema de

tratamento de efluentes gasosos da caldeira (policiclones), levaram à libertação de um fumo negro na

chaminé.

No primeiro semestre de 2007, o valor monetário médio de aquisição, livre de impostos, da tonelada

residual de nafta era de 314€[26], tendo sofrido uma subida constante desde esse período até aos 449€,

correspondentes ao primeiro semestre de 2008. De acordo com a estimativa realizada (assumindo

49

PCINafta=41.200kJ/kg, PCIBiomassa=17.000kJ/kg e consumo de nafta anual de MNafta=452ton/ano,

evidenciado no quadro 14 para o ano de 2007), a biomassa gasta para gerar semelhante quantidade de

calor à da queima de nafta, seria de 1095ton de biomassa na fornalha, o que se traduz numa economia de

cerca de 173371€/ano. Resumindo, é necessário queimar 2,4toneladas de biomassa por cada tonelada de

nafta para se obter equivalente produção de energia térmica. Sendo este valor apenas uma estimativa,

ainda assim ilustra bem a redução em 85,4% da parcela dos custos em nafta aquando da decisão de

alteração de queima de nafta para a de incremento de queima de biomassa nas fornalhas.

Quadro 12 – Estimativa de poupança na transição de consumo Nafta – Biomassa na I.F.M.

PCI (kJ/kg) M (ton) Q (MJ) Custo (€/ton) Custo Total (€) ∆∆∆∆ (€/ano)

Nafta 41200 452,0 18622400 449 202948 173371

Biomassa 17000 1095,4 18622400 27 29577

Comparando o custo e PC da biomassa, que pode rondar os 15€/ton a 30€/ton, como evidenciado no

capítulo 1.4, com o preço dos combustíveis usualmente utilizados na produção de energia (carvão, nafta

ou gás natural), constata-se que a biomassa possui a melhor relação preço-potência. O quadro 29 em

anexo 6, exibe valores analisados do PCS, PCI e do teor de humidade de variadas amostras de biomassa.

Quadro 13 – Comparação do custo energético de combustíveis, 2009

Combustível Preço (€/ton) Poder Calorífico (MJ/kg) Custo Energético (€/MJ) Biomassa 15 -30 10 - 20 0,15 – 0,6 Carvão 65,0 15 - 27 1 - 1,8

Gás Natural 168276 55 3,07

Nafta 537,30 41,2 22,1

Gás de Síntese - 4 - 15 -

Os dados de planeamento de produção de vapor de água e de consumo de biomassa na caldeira

Lambion[17], para o ano de 2009, revelam que o índice de consumo biomassa (tonbiomassa/tonvapor) regista

uma variação decrescente do mês de Janeiro para Junho e crescente de Julho até Dezembro. Por outras

palavras, o valor do índice é mais elevado na estação de Inverno e mais baixo no Verão. Tal facto prende-

se com as condições atmosféricas (Inverno: temperaturas mais baixas e maior percentagem de humidade;

Verão: temperaturas mais elevadas e menor percentagem de humidade), com a possibilidade de

ocorrerem menos perdas no Verão e com as necessidades do processo (água sobreaquecida nas prensas,

na câmara térmica e na humidificação) serem menores na estação quente e também porque a percentagem

de humidade da estilha alimentada à fornalha é, menor no Verão do que no Inverno.

Regista-se a constância de valores de produção horária de vapor e de consumo de biomassa, sendo a

média de 27,3ton/h e 4,3ton/h, respectivamente.

Como forma de obter uma estimativa do consumo de energia na produção de vapor, considera-se o

caso em que a alimentação de estilha de biomassa à fornalha é composta por 70% de eucalipto, 10% de

pinho e 20% de carrasca com 9%, 6,5% e 20,4% de Humidade e PC de 16617kJ/kg, 17358kJ/kg e

50

15807kJ/kg, respectivamente. Tem-se então que o PC médio da biomassa com a referida composição é de

16610kJ/kg e o de nafta[12] é de 41200kJ/kg.

Com base nos dados de registo de consumo de biomassa e nafta na IFM nos anos de 2003, 2005,

2006, 2007 e 2009[13][14], assumindo que o número de horas de funcionamento do sistema de caldeiras é

igual ao projectado para 2009[13], 8300h/ano a um nível de actividade operacional de 93%, que a Caldeira

Lambion é responsável por 82,6% do total de produção de vapor, que as características da biomassa e as

condições operacionais de combustão permaneciam constantes, resultam os dados evidenciados no

quadro seguinte:

Quadro 14 – Estimativa do Consumo de Energia na Produção de Vapor

2003 2005 2006 2007 2008

Mnafta

(ton) 1820 375 163 452 0

Mbiomassa

(ton) 27304 27169 32470 30382 40381

Q (MW.h) 63410 55969 65474 62746 80418

Mvapor

(ton) 207655 204493 234634 243674 256312

QMVapor

(ton/h) 25 25 28 29 31

Energia/Vapor (MW/tonvapor

) 0,31 0,27 0,28 0,26 0,31

O valor médio de consumo energético na produção de vapor é de 0,286MW/tonvapor.

Para o período de 2003 a 2007, a produção de vapor das caldeiras foi, em média, de 26,75ton e

assumindo que a caldeira Lambion é responsável por 82,6% deste valor, ou seja, 22,1ton/h, a estimativa

está em plena concordância com a informação de fabrico da referida caldeira, cuja produção nominal e

máxima de vapor é de 20ton/h e 25ton/h, respectivamente.

O menor valor do índice Energia-Vapor, verificado nos anos 2005 e 2007, significa que se está a gerar

utilidade quente com maior eficiência, ou seja, que para a produção de uma tonelada de vapor de água é

necessária menor quantidade de energia térmica gerada na fornalha.

A caldeira Lambion da I.F.M. é constituída pelo sistema de alimentação de biomassa (sem-fim, tapete

rolante e funil de carga para o transporte e regulação do caudal de estilha, e ventiladores para injecção

forçada do pó de serradura), pela fornalha de movimentação de grelhas inclinadas onde a matéria sólida é

queimada, cinzeiros, tanque de água e redler para remoção das cinzas, pela caldeira piro-tubular de média

pressão (de uma passagem dos gases de combustão pelos tubos horizontais), seguida do economizador, do

policiclone para remoção de partículas da corrente gasosa de combustão e pelo ventilador de extracção

dos fumos para a chaminé.

O ventilador de ar primário tem uma potência útil de 12,5kW, capaz de movimentar cerca de

35000m3/h de ar, a 20ºC (ρar=1,2kg/m3), e os ventiladores de ar secundário possuem uma potência útil de

13kW, capaz de movimentar cerca de11000m3/h de ar.

Nos sistemas de caldeiras da IFM o ar é directamente injectado na fornalha à temperatura ambiente,

tendo como consequência a perda de energia térmica de combustão para o seu aquecimento e redução da

eficiência da fornalha.

Figura 17

1 – Ventilação Ar Primário2 – Ventilação Ar Secundário

A fornalha encontra-se em depr

extracção que se situa entre os policiclones e a chaminé

de 75000m3/h de ar) é o responsável por manter todo o sistema em depressão, por razões de segurança e

para forçar todo o ar de combustão a passar no interior dos tubos da caldeira, conferindo

velocidade, que se traduz em turbulência, valores do número de Reyolds consideráveis e de coeficiente de

transferência global de calor.

A água do circuito de vaporização regressa das linhas de processo e é armazenada nos tanques de

recolha, encontrando-se a uma temperatura entre 75ºC e 100ºC

economizador, de forma a aproveitar a entalpia remanescente no efluente gasoso da com

A saída da água deste equipamento para a caldeira dá

190ºC. Na caldeira gera-se vapor de alta pressão (P=22bar e T=220ºC). Relativamente aos gases de

combustão, apenas se tem conhecimento da sua temperatura

os 700ºC e os 1000ºC, e à saída do equipamento de li

170ºC aos 190ºC.

Foi efectuada a transcrição dos valores de registo de leitura da caldeira Lambion, numa base

para os meses de Janeiro, Maio, Julho e Outubro

trimestre deve-se ao volume de dados a tratar ser demasiado, considerando

analisados são representativos do total, para

Na tabela seguinte resumem-

para os anos de 2007 e 2008.

17 – Sistema de Caldeira Aqua-Piro-Tubular Lambion[20]

Legenda:

Ar Primário 3 – Economizador 5 - Ventilador ExtraçãoAr Secundário 4 – Policiclones 6 - Chaminé

se em depressão, numa gama de valores de 2mmbar a 0,7mmbar. O ventilador

que se situa entre os policiclones e a chaminé (potência útil de 90kW, com um débito de cerca

é o responsável por manter todo o sistema em depressão, por razões de segurança e

forçar todo o ar de combustão a passar no interior dos tubos da caldeira, conferindo


e vaporização regressa das linhas de processo e é armazenada nos tanques de

uma temperatura entre 75ºC e 100ºC. É previamente encaminhada para o

economizador, de forma a aproveitar a entalpia remanescente no efluente gasoso da com

A saída da água deste equipamento para a caldeira dá-se a uma temperatura de cerca de 160ºC a

se vapor de alta pressão (P=22bar e T=220ºC). Relativamente aos gases de

combustão, apenas se tem conhecimento da sua temperatura em dois pontos: na fornalha, variando entre

00ºC, e à saída do equipamento de limpeza, o policiclone, encontra-se

Foi efectuada a transcrição dos valores de registo de leitura da caldeira Lambion, numa base

para os meses de Janeiro, Maio, Julho e Outubro dos anos 2007 e 2008. A escolha de apenas um mês por

se ao volume de dados a tratar ser demasiado, considerando-se que os dados dos meses

analisados são representativos do total, para os anos de 2007 e 2008.

-se os valores médios das condições operatórias da fornalha Lambion,

2 3

1

51

[20]

Ventilador Extração

a 0,7mmbar. O ventilador de

, com um débito de cerca

é o responsável por manter todo o sistema em depressão, por razões de segurança e

forçar todo o ar de combustão a passar no interior dos tubos da caldeira, conferindo-lhe uma certa


e vaporização regressa das linhas de processo e é armazenada nos tanques de

. É previamente encaminhada para o

economizador, de forma a aproveitar a entalpia remanescente no efluente gasoso da combustão.

se a uma temperatura de cerca de 160ºC a

se vapor de alta pressão (P=22bar e T=220ºC). Relativamente aos gases de

na fornalha, variando entre

se usualmente dos

Foi efectuada a transcrição dos valores de registo de leitura da caldeira Lambion, numa base diária,

A escolha de apenas um mês por

se que os dados dos meses

condições operatórias da fornalha Lambion,

6

4

5

52

Quadro 15 - Valores médios das condições operatórias da fornalha Lambion

Pressão Fornalha (mmbar) 0,52

Temperatura Fornalha (ºC) 636

Temperatura fumos (ºC) 181

Velocidade Sem-Fim 34

Mov/ Grelha 1 1 59

Mov/ Grelha 2 2 39

Mov/ Grelha 3 3 10

Ar 1º - Zona 1 1 41

Ar 1º - Zona 2 2 53

Ar 1º - Zona 3 4 16

Alguns valores de registo da caldeira e fornalha Lambion foram omitidos por serem constantes ao

longo do tempo. Entre estes encontra-se a pressão da caldeira, igual a 22bar, o nível da caldeira, igual a

80%, a pressão do acumulador, igual a 21bar, e a regulação da estilha, igual a 74%.

Em seguida, a título de exemplo, apresenta-se a representação gráfica da evolução, ao longo do mês

de Janeiro de 2007, dos valores de temperatura da fornalha (a vermelho) e temperatura dos fumos (a

vermelho-escuro), no eixo principal, e velocidade do sem-fim (a amarelo), movimento das grelhas (a

cinzento e preto) e abertura das válvulas de ar primário (a verde), no eixo secundário.

Figura 18 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Janeiro’07[17]

Em Janeiro de 2007 ocorreram paragens nos dias 11 e 24, daí a queda abrupta dos valores de caudal

de alimentação de estilha, temperatura da fornalha e ligeira diminuição da temperatura dos fumos.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

150

200

250

300

350

400

450

500

550

2 5 8 11 14 17 20 23 26 29

Tem

pe

ratu

ra (º

C)

Dia do Mês

Temperatura Fornalha (ºC) Temperatura fumos (ºC) Velocidade Sem-FimMov/ Grelha 1 Mov/ Grelha 2 Mov/ Grelha 3Ar 1º - Zona 1 Ar 1º - Zona 2 Ar 1º - Zona 3

53

A evolução dos parâmetros da caldeira Lambion para os restantes meses analisados encontra-se em

anexo 7, acompanhado dos respectivos quadros.

O arranque ou paragem da caldeira envolve determinadas precauções, devendo ser controlado, não

pondo demasiada estilha ou cortando o seu abastecimento subitamente, para evitar problemas mecânicos

no equipamento devido ao fenómeno de dilatação térmica das tubagens onde esta circula. No caso de toda

a água ser purgada, a que é utilizada no enchimento da caldeira vem normalmente a uma temperatura

inferior, ou seja, à temperatura ambiente, e o arranque da fornalha deve ser ainda mais lento.

O arranque ou paragem de uma linha de produção traduz-se na variação do caudal mássico de vapor

de água necessário, o que se reflecte na alimentação de estilha, em função do calor produzido na fornalha.

O acontecimento mais evidente e que se observa com maior frequência é a proporcionalidade directa

entre o caudal de estilha alimentada à fornalha e a temperatura desta, como se pode constatar na figura 18,

referente a Janeiro de 2007.

A excepção à regra ocorre quando a matéria alimentada à fornalha possui maior humidade. Quando tal

acontece, a depressão da fornalha diminui e a temperatura dos fumos e da fornalha aumenta, podendo a

variação desta última ir dos 20ºC aos 50ºC. Ao entrar estilha mais molhada, a energia necessária à

evaporação da humidade é maior, assim como o tempo de residência.

O processo de secagem dá-se para lá da primeira grelha e na terceira grelha observa-se uma forte

chama, resultante da combustão da estilha, que assim tapa por completo o sistema de grelhas.

Uma vez que o sensor de temperatura da fornalha se encontra localizado na parede lateral na zona da

última grelha e aí existe intensa queima de estilha, em vez de incineração das cinzas, o valor de

temperatura da fornalha sentido pelo sensor é mais elevado, apesar do processo de combustão não ser por

isso mais eficiente nem a qualidade das emissões gasosas superior.

A diminuição da depressão, ou aumento da pressão da fornalha, deve-se à incapacidade desta em

escoar todo o fumo pela área de secção dos tubos da caldeira, havendo como que um entupimento nessa

zona. Há casos em que a depressão diminui mas a temperatura da fornalha permanece constante porque é

feita a correcta variação do caudal de alimentação de estilha, caudal de ar primário e agitação das grelhas.

Por outro lado, registou-se que um aumento de estilha e de ar primário tinham como consequência o

afogamento da combustão, diminuindo a depressão e a temperatura da fornalha em cerca de 20ºC.

A abertura das válvulas de admissão de ar primário, em particular a da zona 2, pode provocar a

diminuição da temperatura da fornalha. Quer isto dizer que já se estava a operar próximo do ponto

óptimo, em termos de excesso de excesso de oxigénio, e que a admissão de mais ar veio “afogar” a

combustão, ou seja, a entalpia é transferida para aquecer principalmente o azoto atmosférico da

temperatura ambiente até à da fornalha (secção à direita da figura 19). Por outro lado, pode acontecer que

a temperatura da fornalha aumente, estando-se a operar ligeiramente abaixo do ponto óptimo de

combustão, em termos de percentagem de oxigénio, e a admissão de mais comburente veio promover a

combustão, registando-se um aumento da temperatura da fornalha (secção à esquerda da figura 19).

54

Figura 19 – Influência do excesso de ar nas perdas durante a combustão[11]

Os objectivos do controlo numa instalação de combustão de biomassa são a minimização de efeitos

indesejados, causados por perturbações na qualidade e/ou quantidade de matéria combustível alimentada

à fornalha, tal como conduzir o processo até ao seu ponto óptimo de funcionamento e respectiva

estabilização.

O tempo de reacção às perturbações é fundamental, sendo o controlo mais eficaz em sistemas

automatizados, comparativamente com o sistema de controlo manual por parte do fogueiro. Em qualquer

dos casos, um controlo eficaz maximiza o calor produzido, extrai um maior rendimento dos equipamentos

do sistema de queima e optimiza a qualidade das emissões gasosas para a atmosfera.

O conhecimento da dinâmica de controlo do processo aprofunda a compreensão do seu

comportamento e auxilia nas estratégias de controlo. É função do tipo de sistema de combustão, das suas

dimensões, capacidade, configuração e tipo de biomassa utilizada.

Em seguida apresentam-se resultados de estudos em sistemas industriais de fornalhas de grelha

móvel[7], nas quais foram efectuadas variações positivas em degrau unitário na quantidade de combustível

alimentado, velocidade das grelhas, quantidade injectada de ar primário e secundário. Refira-se que os

testes foram realizados no sistema de resposta open-loop, i.e., em que todos os restantes parâmetros foram

mantidos constantes.

No eixo das abcissas está representado o tempo de resposta, em horas, no das ordenadas o parâmetro

alterado, sendo que à esquerda se situa sempre a figura que representa a variação de quantidade de vapor

de água produzido e à direita de percentagem de oxigénio presente nos gases de combustão.

Figura 20 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de combustível alimentado[7]

55

Figura 21 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na velocidade da grelha[7]

Figura 22 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de ar primário admitido[7]

Figura 23 – Resposta dinâmica a uma variação de 10% na quantidade de ar secundário admitido[7]

A variação de 10% na quantidade de combustível provoca uma resposta positiva de 1ª ordem na

produção de vapor. Devido ao tempo que o combustível demora a pegar fogo, somente passados 30

minutos a 45 minutos é que são atingidos 2/3 da energia de combustão em estado estacionário. A

concentração de oxigénio apresenta um comportamento inverso, devido à crescente quantidade de matéria

em combustão, a concentração de O2 diminui proporcionalmente.

A variação de 10% no movimento das grelhas não provoca um ganho estático na produção de vapor

nem na concentração de oxigénio, apenas uma variação momentânea nos valores dos parâmetros como

resposta à perturbação.

A variação de 10% na quantidade de ar primário admitido provoca uma resposta positiva de 2ª ordem

na produção de vapor, aumentando inicialmente a energia produzida e quantidade de vapor gerado,

seguido dos respectivos decréscimos, não se registando no final um ganho estático. A concentração de

oxigénio apresenta uma resposta positiva de 1ª ordem, como seria expectável.

A variação de 10% na quantidade de ar secundário admitido provoca uma ligeira resposta negativa na

produção de vapor, diminuindo muito pouco a energia produzida e quantidade de vapor gerado

inicialmente, seguido dos respectivos decréscimos e estabilização nos níveis iniciais, também não se

registando no final um ganho estático. A concentração de oxigénio apresenta uma resposta positiva em

degrau, em tudo semelhante à perturbação induzida.

56

Como forma de maximizar o calor e vapor de água gerados na Caldeira Lambion, sugere-se que sejam

efectuadas injecções pulsadas e periódicas ao Movimento de Grelha e Caudal Volumétrico de Ar

Primário. Contudo, é necessária a realização de testes para determinar o correcto tempo de permanência

da estilha no sistema de grelhas (≈ 20min), a periodicidade dos referidos pulsos e se será benéfico estes

serem efectuados em fase ou desfasados, i.e. o pulso da segunda perturbação (QvAr1º) iniciar-se depois do

término da primeira (M.G.).

Figura 24 – Pulso periódico e respectiva resposta à perturbação na geração de vapor

Depois de analisados os efeitos de uma série de perturbações no sistema de produção de vapor de

água, interessa agora conhecer o valor expectável dos parâmetros na situação de estado estacionário. Por

outras palavras, como é que se deve regular as válvulas de admissão de ar primário, a regulação de

movimentação das grelhas e de velocidade do sem-fim de modo a se atingir a temperatura da fornalha e

dos fumos desejada e, consequentemente, a pressão, temperatura e caudal de vapor de água gerado para as

linhas de produção de Platex. Acontece que na instalação industrial da I.F.M. nem sempre se encontram a

laborar em simultâneo ambas as linhas de produção de placas, para além do facto de a capacidade das

duas linhas não serem iguais. Deste modo, a quantidade de vapor de água gerado varia com a necessidade

produtiva, para além de estar também dependente das condições ambientais.

As figuras que se seguem evidenciam as relações entre os parâmetros Depressão, Temperatura da

Fornalha, Temperatura dos fumos, Velocidade do Sem-Fim, Movimentação da Grelha e quantidade de Ar

Primário admitido.

Figura 25 – Variação da Temperatura da Fornalha e dos fumos com a Depressão

0

0,5

1

0 4 8 12 16

Pro

du

ção

Vap

or

Águ

a

Tempo

Perturbação

y = -956,9x + 1120,R² = 0,976

y = -788,7x3 + 887,1x2 - 302,9x + 213,0R² = 0,973

165

170

175

180

185

190

400

500

600

700

800

900

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Tem

pe

ratu

ra F

orn

alh

a vs

fu

mo

s (º

C)

Depressão (mmbar)

Temperatura Fornalha (ºC) Temperatura fumos (ºC)

Linear (Temperatura Fornalha (ºC)) Polinomial (Temperatura fumos (ºC))

57

A média dos valores dos Registos de Leitura da Caldeira Lambion demonstra uma relação

inversamente proporcional entre a temperatura da fornalha e a depressão desta mesma. Por outras

palavras, quanto maior é a temperatura logo menor é a depressão, ou maior é a pressão total. Consegue-se

atingir maiores valores de temperatura no interior da fornalha pela introdução e queima de maior

quantidade de biomassa, preferencialmente com baixo teor de humidade, sendo necessária a injecção de

maior quantidade de ar primário para se maximizar a taxa de combustão, libertando-se maior volume de

gases de combustão e consequente aumento da carga gasosa. Encontrando-se o ventilador de extracção

dos fumos em funcionamento de potência constante, com o aumento da carga gasosa gerada na fornalha

ocorre uma estrangulação dos gases à entrada dos tubos que constituem a caldeira. Sendo que a área de

secção dos tubos é fixa, o aumento do caudal da corrente gasosa implica uma maior velocidade de

passagem nos tubos.

Quanto à temperatura dos fumos, após a sua passagem pela zona tubular da caldeira, registam-se dois

andamentos distintos. Para valores de depressão compreendidos entre os 0,2mmbar e os 0,4mmbar, a

temperatura dos fumos mantém-se nos 182ºC. Dos 0,5mmbar aos 0,7mmbar regista-se um andamento

descendente do valor de temperatura dos fumos desde os 186ºC para os 170ºC. A primeira hipótese

explicativa para este fenómeno prende-se com o facto de que para valores mais elevados de depressão o

caudal e temperatura da corrente gasosa são insuficientes para a transferência de todo o calor necessário à

vaporização da água que se encontra no interior da caldeira.

Relativamente à temperatura da fornalha, até cerca dos 650ºC (valores de depressão compreendidos

entre ∆P=0,7mmbar e ∆P=0,5mmbar) regista-se um aumento simultâneo entre a temperatura da fornalha

e a dos fumos. Para temperaturas registadas no interior da fornalha na ordem dos 700ºC aos 900ºC a

temperatura dos gases de combustão, depois de passarem na caldeira e no economizador, permanece

constante nos 182ºC e considera-se que são independentes um do outro.

Figura 26 – Variação da Velocidade do Sem-Fim com a Depressão

No intervalo de valores de 0,2mmbar até 0,6mmbar a variação da depressão com a velocidade do sem-

fim é em tudo idêntica à depressão vs temperatura da fornalha. Quanto menor é a velocidade do sem-fim,

menor é a quantidade de biomassa alimentada à fornalha, tal como o calor produzido e a temperatura da

fornalha são menores, logo maior é o valor de depressão. Crê-se que a inversão do andamento da curva

para o ponto ∆P = 0.7mmbar se deve ao facto da temperatura dos fumos descer demasiado e ser

y = 616,1x3 - 739,1x2 + 246,2x + 16,58R² = 0,939

29

31

33

35

37

39

41

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Ve

loci

dad

e S

em

-Fim

Depressão (mmbar)

Velocidade Sem-Fim Polinomial (Velocidade Sem-Fim)

58

necessário compensar a geração de calor através do incremento da quantidade de biomassa alimentada.

Outra hipótese explicativa pode-se dever ao maior teor de humidade da biomassa ou ao facto de se

encontrar maioritariamente uma só linha a funcionar, uma vez que a maioria dos valores são de Janeiro e

Maio de 2007 e que nesse período a temperatura da fornalha manteve-se moderadamente baixa (435ºC).

Figura 27 – Variação da Movimentação da Grelha com a Depressão

O andamento da primeira e segunda grelha é directamente proporcional à depressão e inversamente

proporcional à temperatura da fornalha. Quanto menor a temperatura da fornalha e maior o valor de

depressão logo maior é a velocidade de agitação das duas grelhas. O menor tempo de permanência da

biomassa na primeira e segunda grelha faz com que o nível da camada de biomassa seja inferior e que a

mistura do ar primário com a matéria seja mais eficaz promovendo o processo de combustão, de modo a

repor os correctos valores operacionais, i.e., de diminuir a depressão e aumentar a temperatura da fornalha

para a gama [0,4;0,5]mmbar e [600;800]ºC, respectivamente.

Considerando que na terceira grelha se efectua a combustão das cinzas ou de alguma biomassa, que

por se encontrar mais húmida finaliza a queima na última grelha, de ∆P=0,3mmbar a ∆P=0,7mmbar é

observada alguma constância na regulação da sua velocidade de agitação e independência relativamente

aos valores de depressão e de temperatura da fornalha. Dos registos horários dos valores de

movimentação da grelha da caldeira Lambion para ∆P=0,2mmbar constata-se que pertencem todos à

semana final do mês de Maio de 2008 (∆P=0,4mmbar), na qual a regulação se manteve na posição 20.

Figura 28 – Variação da quantidade de Ar Primário com a Depressão

10

20

30

40

50

60

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Mo

vim

en

taçã

o G

relh

a

Depressão (mmbar)

Mov/ Grelha 1 Mov/ Grelha 2 Mov/ Grelha 3

10

20

30

40

50

60

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Ar

Pri

már

io

Depressão (mmbar)

Ar 1º - Zona 1 Ar 1º - Zona 2 Ar 1º - Zona 3

59

Relativamente à influência da quantidade de ar primário com a depressão, observa-se que quanto

maior é a depressão (e menor quantidade de biomassa alimentada e menor temperatura da fornalha)

menor é a quantidade de ar primário admitido na fornalha. A excepção registada é novamente no ponto

∆P=0,7mmbar, tendo a hipótese explicativa sido referida anteriormente.

Figura 29 – Variação da Temperatura da Fornalha com a Velocidade do Sem-Fim

Registou-se que, como seria de esperar, quanto maior é a velocidade do sem-fim (maior quantidade de

biomassa alimentada) também maior é o valor de temperatura atingida no interior da fornalha.

Novamente, a excepção à regra é o ponto (442;36) que corresponde a um valor de depressão de

0,7mmbar, tendo a hipótese explicativa sido referida anteriormente.

Figura 30 – Variação da Temperatura da Fornalha com a Movimentação da Grelha

Regista-se um andamento semelhante das grelhas 1 e 2, em termos de velocidade de agitação da

grelha vs temperatura da fornalha, no qual quanto maior é a temperatura da fornalha logo menor é a

movimentação das duas grelhas. Quanto à terceira grelha, considera-se que a movimentação é

independente da temperatura da fornalha, excepto para valores muito elevados (T≥800ºC), para promover

a combustão e prevenir a acumulação de biomassa nas cinzas.

y = -5E-07x3 + 0,001x2 - 0,739x + 198,9R² = 0,948

29

32

35

38

41

44

400 500 600 700 800 900

Ve

loci

dad

e S

em

-Fim

Temperatura Fornalha (ºC)

10

20

30

40

50

60

400 500 600 700 800 900

Mo

vim

enta

ção

Gre

lha



60

Relativamente à figura seguinte, observa-se que quanto maior é a temperatura da fornalha, assim

como a admissão de biomassa, maior é a quantidade de ar primário necessário admitir à fornalha, nas três

zonas, para promover a combustão.

Figura 31 – Variação da Temperatura da Fornalha com a quantidade de Ar Primário

2.2. Resultados Ambientais de Combustão de Biomassa na I .F.M.

Com base em dados recolhidos de relatórios de arquivo da I.F.M.[17] de emissões gasosas, procedeu-se

à interpretação da relação entre as condições operatórias de combustão da fornalha e a qualidade das

emissões gasosas.

Duas medições efectuadas registaram valores mais elevados do que o esperado, nomeadamente para a

emissão de monóxido de carbono e partículas expelidas para o exterior. Referente ao primeiro caso, a

maior percentagem de monóxido de carbono nos gases de combustão é sinal de défice de oxigénio na

fornalha e de uma combustão incompleta da biomassa.

Uma hipótese explicativa para tal ocorrência prende-se com a insuficiente agitação das grelhas da

fornalha, em especial a segunda, relativamente à quantidade de biomassa alimentada, registando-se para

esse mesmo dia um valor médio de velocidade do sem-fim bastante elevado, e da insuficiente quantidade

de ar primário e secundário admitidos. A injecção de ar secundário é o elemento que possibilita o controlo

da qualidade das emissões gasosas, no presente caso da quantidade de monóxido de carbono libertado

para a atmosfera.

Uma outra medição efectuada registou um valor de emissão de partículas ligeiramente acima do

normal. Tal acontecimento pode-se ter devido à baixa temperatura da fornalha registada nesse mesmo dia,

sendo o valor médio de 400ºC, que leva à queima incompleta da biomassa e à libertação de maior

quantidade de cinzas volantes. O sistema de policiclones teve alguma dificuldade em proceder à remoção

da maior parte destas partículas, talvez por possuírem um diâmetro demasiado pequeno para uma

extracção eficaz. Uma outra hipótese explicativa desta ocorrência pontual pode ser devida à qualidade da

estilha de biomassa alimentada à caldeira nesse mesmo dia.

10

20

30

40

50

60

400 500 600 700 800 900

Ar 1

º -Z

on

a



61

2.3. Análise Estratégica de Reconversão de Biomassa na C aldeira da Valbopan

A informação seguinte é baseada nos estudos do Relatório de Cooperação Científico-Tecnológica

IST/Investwood[16].

A unidade industrial Valbopan, em Famalicão da Nazaré, pertencente ao grupo Investwood,

manufactura prensados de madeira de média densidade, também denominados de mdf, pelo processo de

prensagem seca. Na linha de processo consome-se apenas madeira de pinho para a produção de placas de

Valchromat.

Nos finais de 2007 foi concluída a instalação do Gerador de Gases Quentes (GGQ) na fábrica

Valbopan, em Famalicão da Nazaré. A intenção de instalação do GGQ prendeu-se com o facto de

substituir a antiga fornalha e caldeira instalados na unidade fabril, com vista a aperfeiçoar a eficiência de

combustão do sistema e rendimento global do processo.

O GGQ é constituído por uma fornalha de grelhas móveis, na qual se consome cerca de

130.000ton/ano de biomassa e se gera uma potência térmica de 20,4MW. Associado ao GGQ está o

circuito de emergência e os equipamentos consumidores de gases quentes, nomeadamente, o recuperador

de calor a óleo térmico e também secador de biomassa. O óleo térmico é a utilidade quente utilizada no

gerador de vapor e permutador de calor das prensas. A função da câmara de mistura é a de controlar a

temperatura dos gases de combustão, antes de estes entrarem no secador, através da variação de caudal de

ar fresco. A explicação que se segue descreve a integração energética do processo de geração de energia

térmica e suas aplicações.

O tipo de sistema da fornalha instalada é uma de movimentação de três grelhas independentes com

inclinação, onde é queimada estilha de pinho, biomassa e lamas de ETAR, na proporção de 5 para 1,

aproximadamente, restos de mdf e pó de serradura. O ar primário injectado na base da fornalha vem já

pré-aquecido, por mistura com uma parte da corrente de gases quentes de combustão. A corrente de ar

secundário é utilizada para alimentar o pó de serradura e para controlar a temperatura da corrente gasosa

de combustão da saída da fornalha para a sua entrada no recuperador de calor.

O controlo das condições operatórias da fornalha é efectuado através da regulação de caudal mássico

de biomassa alimentado e caudal de ar secundário injectado, sendo as variáveis controladas a temperatura

no interior da fornalha, a de saída dos gases quentes e a depressão.

O circuito de emergência instalado, com a finalidade de actuação em caso de falha, é composto por

gerador eléctrico de emergência, bomba de emergência e tanque de água fria com serpentina imersa para

arrefecer o óleo térmico.

Quanto ao circuito de óleo térmico, este começa por receber energia no recuperador de calor, dos

gases quentes da combustão, sendo posteriormente enviado para os colectores e só depois para o gerador

de vapor (P=12bar) e para o permutador de calor que sobreaquece a água de prensagem (P=10bar).

A corrente gasosa dos fumos de combustão, após passagem pelo recuperador de calor, é dirigida ao

respectivo sistema de tratamento (policiclones) e só então é que dá entrada na câmara de mistura, na qual

a sua temperatura é controlada com a regulação da admissão de ar fresco, para poder ser utilizada no

secador de fibra.

62

No cenário actual e de acordo com o Relatório de Cooperação Científico-Tecnológica IST

Investwood[16], o GGQ consome cerca de 1,6ton/h de biomassa e debita uma potência térmica de 7,9MW,

operando com uma eficiência localizada entre os 75% e os 80%. Parte da energia perde-se no escape de

gases de combustão para a atmosfera, sendo que a potência do secador é de 3,1MW, a do recuperador de

2,9MW, a do gerador de vapor é de 2,6MW e a do permutador de prensas de 1,1MW.

Em finais de 2007 foi também abandonada a queima de nafta, à semelhança da unidade da I.F.M.,

uma vez que a despesa em nafta ultrapassava já a despesa de consumo eléctrico (devido ao aumento

excessivo do preço do barril de petróleo), duplicando o custo total de operação do sistema de geração de

vapor de água.

O quadro que se apresenta a seguir, à semelhança da análise que se efectuou para a unidade industrial

da I.F.M., demonstra a estimativa da economia aquando do abandono de queima de nafta. Os dados de

consumo de nafta são baseados no Relatório de Cooperação Científico-Tecnológica IST/Investwood[16],

no qual se considerou que 1tepnafta=42GJ.

Quadro 16 – Estimativa de poupança na transição de consumo Nafta – Biomassa na Valbopan

PCI (kJ/kg) M (ton) Q (MJ) Custo (€/ton) Custo Total (€) ∆∆∆∆ (€/ano)

Nafta 41200 153,42 6321000 449 68887

58847 Biomassa 17000 371,8 6321000 27 10039

Pode-se considerar que o montante anual é de cerca de 80 000€,sendo que o valor calculado é de

58847€ para o período de Maio de 2007 a Fevereiro de 2008. Estes dados representam uma poupança de

85,4% na despesa em nafta, sendo necessário queimar 2,4toneladas de biomassa por cada tonelada de

nafta para se obter equivalente produção de energia térmica.

Após a instalação do novo GGQ e apesar de os custos eléctricos subirem cerca de um quarto, registou-

se uma diminuição global de 28% dos custos energéticos específicos (de cerca de 500tep para 400tep)

num período de seis meses e um aumento de 23% da eficiência global do processo[16].

Considera-se então que a instalação do novo GGQ foi uma decisão adequada que em muito contribuiu

para o aumento da competitividade da empresa, revelando a importância tecnológica da utilização da

biomassa para processos industriais em Portugal.

63

3. Resultados Laboratoriais do Licor Negro

No contexto de redireccionar o destino do LN pensou-se na hipótese de o valorizar. O objectivo é

transformá-lo num benefício para a unidade industrial da I.F.M., de modo a que seja economicamente

viável e ambientalmente amigável, convertendo-o de um efluente líquido para um produto secundário do

processo.

O problema do tratamento de resíduos como o LN é comum à indústria de prensados de madeira,

mesmo a nível internacional, e também à indústria papeleira, na qual se produzem Licores Verdes,

frequentemente destinados à secção de co-geração da unidade fabril.

Os resultados dos ensaios realizados apresentam-se em seguida. Destaca-se a influência do teor de

humidade no poder calorífico do LN, para efeitos de queima, a composição e comportamento do

composto em evaporação natural, num sistemas de lagoas, e também em diversos processos de remoção

de água, nomeadamente, centrifugação, filtração e evaporação forçada do conteúdo de água em

equipamentos próprios para o efeito.

3.1. Densidade, pH e CQO do Licor Negro

Foi realizada a medição do valor de pH de três amostras de LN, em diferentes dias, uma com teor de

sólidos totais de 3%,outra com 6% e ainda outra de 13%, nos Laboratórios de Química Analítica e de

Engenharia. Química do DEQB, no IST. Foi também determinado o valor da densidade (ρ) do Licor

Negro e o resultado apresenta-se em seguida:

Quadro 17 – Resumo de Resultados de Medição de pH

CST (%; m/m) pH ρρρρ (kg/m3) T (ºC)

3 5,13 1017,0 18,4 6 4,86 1029,2 26,0 13 3,65 1060,6 20,0

Considerando-se, como primeira aproximação, que as amostras se encontravam à mesma temperatura,

apesar das medições terem sido efectuadas em dias diferentes, constata-se que quanto maior é a

concentração de sólidos no LN logo menor é o valor de pH. Tal facto deve-se à maior quantidade de

lenhinas na amostra com maior teor de sólidos suspensos, as quais conferem parte do seu carácter ácido.

Foi ainda realizado um teste de despistagem à Carência Química de Oxigénio (CQO), chegando-se à

conclusão de que o teor de CQO é de cerca de 5gO2/lLN.

3.2. Poder Calorífico Superior

O ensaio de calorimetria foi realizado no Laboratório de Termoquímica, com a supervisão do

Professor Hermínio Diogo e da Doutora Susana Pinto.

A amostra sólida de LN foi inserida numa Bomba Macro de Calorimetria de Combustão, juntamente

com óleo (hexadecano), como auxiliar na ignição

O valor obtido de PCS do LN é igual a

3.3. Centrifugação

O presente ensaio de Centrifugação,

Suspensos Totais do LN foi programado variando

velocidade e o tempo de rotação.

Dado que de experiências anteriores se constatou que a centrifugação em tubos basculantes a

4000rpm, à qual corresponde uma Velocidade Ce

suficiente para uma eficaz separação de fases, optou

equipamento a que correspondesse um valor

O equipamento de centrifugação utilizado foi a

o rotor SS-34, em tubos de 50ml, à temperatura de 20ºC e com velocidades

desaceleração iguais a 6.

A Velocidade Centrífuga Relativa é um valor numé

separação e de sedimentação das partículas da amostra. Este parâmetro é função do número de rotações

por minuto e do raio do centrifugador (

recipiente do centrifugador. A relação da centrífuga e rotor em causa é expressa através da seguinte

equação:

O factor de Remoção K, em inglês

e máximo do centrifugador, rmin e r

O factor de Separabilidade S


com óleo (hexadecano), como auxiliar na ignição da combustão, e uma pressão de Oxigénio de 30bar.

do LN é igual a 17 162 kJ/kg e o teor de cinzas é de 3,4%.

O presente ensaio de Centrifugação, para a determinação do teor de Sólidos Totais e Sólidos

do LN foi programado variando-se a concentração total de sólidos do LN (13% e 6%), a

velocidade e o tempo de rotação.


4000rpm, à qual corresponde uma Velocidade Centrífuga Relativa (RCF) igual a 2665g, não era

suficiente para uma eficaz separação de fases, optou-se por escolher a rotação mínima no novo

equipamento a que correspondesse um valor mínimo de RCF cerca do dobro do anterior

e centrifugação utilizado foi a centrífuga Sorvall RC-6 (máximo de 22000rpm) com

34, em tubos de 50ml, à temperatura de 20ºC e com velocidades programadas

A Velocidade Centrífuga Relativa é um valor numérico padrão que serve de comparação do efeito de


por minuto e do raio do centrifugador (r), o qual que representa a distância do eixo até ao fundo do

iente do centrifugador. A relação da centrífuga e rotor em causa é expressa através da seguinte

Equação 14

, em inglês clearing, é influenciado pela velocidade de rotação e raios mínimo

e rmax respectivamente, como evidencia a seguinte equação:

Equação

é dado por:

Equação

64


da combustão, e uma pressão de Oxigénio de 30bar.

determinação do teor de Sólidos Totais e Sólidos

se a concentração total de sólidos do LN (13% e 6%), a


) igual a 2665g, não era

se por escolher a rotação mínima no novo

de RCF cerca do dobro do anterior, ou seja, 4389g.

6 (máximo de 22000rpm) com

programadas de aceleração e

rico padrão que serve de comparação do efeito de


), o qual que representa a distância do eixo até ao fundo do

iente do centrifugador. A relação da centrífuga e rotor em causa é expressa através da seguinte

, é influenciado pela velocidade de rotação e raios mínimo

respectivamente, como evidencia a seguinte equação:

Equação 15

Equação 16

65

No qual t representa o tempo de centrifugação. O valor de r é igual a 6,985mm, rmin e rmax são 3,27mm

e 10,70mm, respectivamente, e as rpm seleccionadas para o ensaio são 7 500, 10 000, 12 500, 15 000 e 20

000. De acordo com as equações 14, 15 e 16, para t=15min, tem-se que:

Quadro 18 – Valores de RCF, K e S em função da velocidade de centrifugação

rpm 7500 10000 12500 15000 20000

RCF (g) 4389 7802 12191 17555 31209

K 5332 2999 1919 1333 750

S 355 200 128 89 50

Para o ensaio a velocidade de rotação fixa (12 500rpm) apenas o factor de separabilidade é variável,

pois este parâmetro depende do factor de remoção (K) e do tempo de centrifugação (t).

Quadro 19 – Valores de S em função do tempo de centrifugação

t (min) 5 15 30

rpm 12500 12500 12500

RCF (g) 12191 12191 12191

K 1919 1919 1919

S 384 128 64

A determinação do teor de Sólidos Suspensos Totais foi realizada numa balança de pesos e a

determinação do teor de Sólidos Totais foi efectuada por evaporação forçada, numa estufa a 60ºC, e a

diferença de peso medida numa balança analítica.

O resultado dos ensaios e discussão dos valores obtidos apresenta-se em seguida, onde CST, CSST e

CSDT referem-se às concentrações de Sólidos Totais, Sólidos Suspensos Totais e Sólidos Dissolvidos

Totais, respectivamente, CSSTTopo, CSST

Intermédio e CSSTBase representam as concentrações de Sólidos

Suspensos Totais do líquido centrifugado sobrenadante de topo, intermédio e da lama (maior

concentração de fibras de madeira sedimentadas) na base do copo de centrifugação, respectivamente.

η representa o quociente entre a massa de líquido sobrenadante e a massa total (líquido de topo mais

lama no fundo do copo de centrifugação). Este parâmetro pode ser visto como o rendimento de

centrifugação, no qual se mede a percentagem de solução centrifugada.

Os dados da primeira amostra, CST=2,97%, foram obtidos em relatórios de arquivo da empresa I.F.M.,

a segunda e terceira amostras, CST=6% e CST=13%, foram obtidas no início do verão na eira e à saída da

secção de permutadores de calor do LN da I.F.M., respectivamente.

Quadro 20 – Valores de concentração Sólidos Totais e Sólidos Suspensos Totais do Licor Negro

CST (%) 2,97 6 13

CST (g/l) 29,7 60 130

CSST (g/l) 3,95 3 23

CSDT (g/l) 25,8 57 107

66

Quadro 21 – Valores de Centrifugação do LN com CSST a t=15min

C=13% C=6%

rpm (x1000) 7,5 10 12,5 15 20 7,5 10 12,5 15 20

CSTTopo

(%) - - - - - 4,84 4,80 4,75 4,81 4,87

CSTBase

(%) - - - - - 19,5 22,7 24,5 26,3 27,8

CSSTTopo

(g/l) 0,83 0,20 0,35 0,37 0,33 0,10 0,13 0,20 0,08 0,07

CSSTIntermédio

(g/l) - - - - - 0,30 0,30 0,15 0,15 0,10

CSSTBase

(g/l) 3,8 34,2 25,1 16,7 3,5 14,6 9,6 13,2 8,0 3,0

ηηηη (%) 90,5 91,0 92,0 91,8 91,6 97,4 97,5 97,5 97,7 97,4

Quadro 22 – Valores de concentração de Sólidos Suspensos Totais a 12500rpm

C=13% C=6%

t (min) 5 15 30 5 15 30

CSTTopo

(%) - - - 4,8 4,8 4,9

CSTBase

(%) - - - 22,2 24,5 26,0

CSSTTopo

(g/l) 0,55 0,35 0,33 0,35 0,20 0,13

CSSTIntermédio

(g/l) 2,4 - 0,7

0,15

CSSTBase

(g/l) 7,9 25,1 13,0 2,3 13,2 2,0

ηηηη (%) 91,1 92,0 90,6 97,4 97,5 97,6

Como está evidenciado na equação 14 em relação às rpm, o factor RCF possui uma variação

proporcional a um polinómio de segunda ordem.

Os dados do quadro 20 mostram que tende a existir uma proporcionalidade entre o teor de Sólidos

Totais e o de Sólidos Suspensos Totais. No entanto, o valor de SST da amostra de LN a C=6% afasta-se

um pouco da tendência das restantes, muito provavelmente devido a características intrínsecas da

amostra. Tendo a recolha deste LN sido efectuada no dia 4/6/2009 na eira da IFM, a amostra em causa

resultou da mistura de LN com diferentes concentrações, de diferentes proveniências e também resultante

da evaporação natural ocorrida durante o período do estágio. Portanto, é de referir o facto da amostra de

LN a C=6% possuir um teor de SST relativamente baixo, igual a 5% do total de sólidos, inferior ao

normal das restantes amostras, de 13,3% e 17,7% para C=3% e C=13%, respectivamente.

É importante referir que a não exactidão na medição/leitura do peso seco da amostra filtrada conduz

erros de cálculo da quantidade de SST devido ao facto de a leitura ir até à terceira casa decimal (1mg é

limite de medição da balança). Para além do mais, as ocasionais discrepâncias entre CSSTTopo e CSST

Intermédio

podem-se dever à alteração da posição dos tubos de centrifugação de um ângulo de 45º para a posição

vertical, aquando do seu transporte para a bancada onde se localizava a balança. Pode ter acontecido por

vezes que se tenha provocado inadvertidamente a mistura da fase líquida de sobrenadante de topo com a

intermédia, desfazendo-se o perfil de concentração resultante da operação de centrifugação.

Da análise dos dados da influência da velocidade centrífuga relativa com a concentração de topo

(figura 54, em anexo), a tempo constante, constata-se que existe uma relação entre a força centrífuga

aplicada e a CSSTTopo. Quanto maior é RCF logo menor é a concentração de SST na fase líquida de topo.

67

É de referir que os valores de CSSTTopo a 13% são superiores aos de CSST

Topo a 6% devido ao facto de se

contabilizar o líquido sobrenadante de topo e intermédio, a CST=13%, e não se efectuar a distinção entre

ambos. O valor de CSST do ponto (4389;0,83) a CST=13% é demasiado elevado por erros introduzidos

devido ao facto do volume de amostra analisada ser demasiado pequeno (de apenas 2ml em vez de 10ml

ou 15ml). O valor de CSST do ponto (12191;0,20) a CST=6% vai contra a tendência esperada, acontecendo

que CSSTTopo > CSST

Intermédio, indo contra a teoria de perfil de concentrações ao longo do tubo de

centrifugação.

Considera-se que a Concentração de Sólidos Suspensos Totais de Topo para C=13% e C=6% varia

cerca de -0,012g/l e -0,016g/l, respectivamente, por cada incremento de 10.000rpm.

Quanto aos valores experimentais de ST (C=6%) na fase líquida de topo centrifugada, seria de esperar

um andamento semelhante ao anterior, i.e., quanto maior RCF logo menor quantidade de Sólidos Totais

no topo. Porém, tal apenas se verifica até RCF=12191g, tendo o resultado dos dois ensaios seguintes

[(17555;4,81) e (31209;4,87)] apresentado valores que contrariam a tendência de decrescimento.

Dos dados do quadro 21 que originam a figura 53, conclui-se que quanto maior a velocidade de

centrifugação e RCF menor é a CSSTIntermédio, pois mais partículas de fibra suspensa na solução de LN vão

sendo retidas na fase pesada, formando maior quantidade de lama no fundo do copo de centrifugação. Os

dados de CSTBase (figura 54) corroboram esta hipótese, registando-se um aumento da concentração total de

sólidos na base com o aumento da força centrífuga. Considera-se que a Concentração de Sólidos

Suspensos Intermédia para C=6% varia cerca de -0,08g/l por cada incremento de 10.000rpm.

Na figura 56, a CSSTBase a 13% da primeira amostra (4389;3,8) assume um valor demasiado baixo ao

esperado (de cerca de 40g/l) muito possivelmente devido ao baixo volume de amostra filtrada (apenas

2ml). Em ambos os casos, CST=6% e CST=13%, se verifica que a CSSTBase possui uma variação

inversamente proporcional ao factor RCF. Mais uma vez, considera-se que tal ocorrência é contra-

intuitiva, pois a concentração total de sólidos tende a aumentar com o incremento de rotações, ou do

factor RCF. Seria de esperar, uma vez que a Concentração de Sólidos Suspensos Totais no líquido

sobrenadante de topo e intermédio diminui com o aumento da força de centrifugação, que a concentração

de sólidos suspensos da lama na base do copo também aumentasse com o aumento dos valores de RCF.

Considera-se que a Concentração de Sólidos Suspensos Totais na Base para C=13% e C=6% varia

cerca de -12,6g/l e -4,0g/l, respectivamente, por cada incremento de 10.000rpm, ao passo que a

Concentração de Sólidos Totais na Base para C=6% aumenta 2,8g/l por cada incremento de 10.000rpm.

Como evidenciado na figura 57 e no quadro 21 que a origina, o parâmetro de rendimento de

centrifugação para a amostra de C=6% permanece constante com o variar de força centrífuga. Por outro

lado, regista-se uma ligeira tendência crescente de η para a amostra de C=13%, significando que a massa

de líquido sobrenadante de topo aumenta com o crescimento dos valores da força centrífuga.

Quanto aos ensaios efectuados a rotação constante, variando apenas o tempo de centrifugação,

conclui-se que quanto maior o valor deste último parâmetro, logo menor é a concentração de topo de

Sólidos Suspensos Totais (figura 58). O mesmo padrão parece ocorrer para a Concentração de Sólidos

Totais, exceptuando para o valor experimental do terceiro ensaio (30;4,9). Considera-se que a

68

Concentração de Sólidos Suspensos Totais na Base para C=13% e C=6% varia cerca de -0,08g/l e -

0,09g/l, respectivamente, por cada incremento de 10min.

Relativamente à Concentração de Base de Sólidos Suspensos Totais (figura 57), regista-se um

máximo no ensaio de t=15min para ambos os casos, CST=13% e CST=6%.

Porém, a concentração de Sólidos Totais na base do copo de centrifugação aumenta linearmente com

o incremento da força centrífuga, tal como é expectável. Considera-se que a Concentração de Sólidos

Totais na Base para C=6% varia cerca de 1,5g/l por cada incremento de 10min.

Passando-se agora a analisar η, o quociente entre a massa de líquido de topo e a total (quadro 22 e

correspondente figura 60) observa-se que o prolongamento do tempo de centrifugação da amostra de

CST=6% conduz a um aumento desta razão. Quer isto dizer que menor quantidade de fibras de madeira se

acumula na base do copo de centrifugação com o aumento do tempo de operação.

Os resultados do ensaio de CST=13% a t=30min parecem contrariar esta tendência, sendo a razão

“massa Topo/Total” inferior à do ensaio de t=15min. A interpretação do sucedido prende-se que, com o

aumento do tempo de centrifugação, aumenta também a quantidade de matéria sedimentada.

As duas afirmações anteriores parecem contradizer-se, não se podendo retirar uma conclusão que

englobe o conjunto das amostras.

Os dados experimentais diferem um tanto ou quanto dos resultados teóricos esperados, i.e., quanto

maior a velocidade/tempo de centrifugação logo menor a concentração de SST na fase líquida de topo e

intermédia e menor o quociente massa de Topo/Total.

Porém, os dados de concentração ao longo do tubo, evidenciados na figura 61 (CST=6%), demonstram

a existência de um perfil de concentrações de SST exponencial no sentido do topo para a base.

Em termos de Sólidos Totais, em todos os ensaios a C=6% se verificou CSTBase é superior a CST

Topo.

Com base nos dados dos quadros 20, 21 e 22, para C=6%, efectuaram-se os Balanços de Massa

relativos aos ensaios de Centrifugação de tempo e rpm constantes (quadros 23 e 24).

Dos dados de B.M. representa-se a percentagem mássica de Sólidos Suspensos Totais que

permaneceram na fase líquida (Topo) e a que passou para a fase sólida (Base).

Sabe-se que a amostra inicial de LN contém 5% de SST e 95% de SDT; após a centrifugação da

matéria suspensa distribuiu-se da forma apresentada nas figuras 61 e 62. À excepção do ponto a 4389g´s,

cujo volume de amostra analisado foi diminuto para a obtenção de dados fiáveis, a tendência é que a

percentagem de SST na fase de Topo diminua com o aumento da força centrífuga e com o aumento do

tempo de centrifugação. Por sua vez, a percentagem de SST na Base aumenta com a variação de ambos os

parâmetros analisados. Nos quadros 21 e 22 apresenta-se o balanço de massa dos ensaios de centrifugação

à amostra de LN de CST=6%.

Quanto à análise de sólidos totais, sólidos suspensos totais e sólidos dissolvidos totais, apresenta-se no

diagrama da figura 32 o resumo dos valores dos parâmetros recolhidos.

69

Quadro 23 – Balanço de Massa dos ensaios de Centrifugação a t=15min

RCF 4389g 7802g 12191g 17555g 31209g

m (g) mi m

fTopo m

fBase m

i m

fTopo m

fBase m

i m

fTopo m

fBase m

i m

fTopo m

fBase m

i m

fTopo m

fBase

ST 1,595 1,265 0,330 1,609 1,259 0,350 1,854 1,454 0,400 2,305 1,825 0,480 2,450 1,970 0,481

SST 0,080 0,005 0,075 0,080 0,006 0,075 0,093 0,005 0,087 0,115 0,004 0,111 0,123 0,003 0,119

SDT 1,516 1,260 0,256 1,53 1,25 0,28 1,76 1,45 0,31 2,19 1,82 0,37 2,33 1,97 0,36

Quadro 24 – Balanço de Massa dos ensaios de Centrifugação a 12500rpm

t 5min 15min 30min

mi (g) m

fTopo (g) m

fBase (g) m

i (g) m

fTopo (g) m

fBase (g) m

i (g) m

fTopo (g) m

fBase (g)

ST 1,485 1,156 0,329 1,854 1,454 0,400 1,764 1,427 0,337

SST 0,074 0,008 0,066 0,093 0,005 0,087 0,088 0,004 0,085

SDT 1,411 1,148 0,263 1,761 1,449 0,312 1,676 1,424 0,252

70

3.4. Floculação / Coagulação

A amostra de LN de C=3% foi testada em Laboratório quanto à capacidade de floculação e

coagulação perante os agentes C496HMW catiónico (C=43mg/l), A-130 aniónico (C=34mg/l) e Cloreto

de Ferro (C=40%).

Durante o ensaio não foi medida qualquer alteração na velocidade de sedimentação de partículas,

sendo o resultado nulo quer a nível qualitativo quer quantitativo.

O ensaio de floculação e coagulação do LN não foi conclusivo quanto à capacidade de precipitação do

composto por adição de agentes próprios para o efeito, porque a penas se realizou uma experiência de

despiste rápido à referida característica com agentes catiónicos e aniónicos de largo espectro de acção.

Contudo, aconselha-se o estudo futuro da possibilidade de concentração do LN por

floculação/coagulação, como parte integrante do pré-tratamento do LN antes da sua queima na fornalha.

3.5. Parâmetros de Físico-Químicos do Licor Negro

A qualidade física de efluentes líquidos é determinada através dos parâmetros temperatura, odor, pH,

cor, turvação, salinidade e análise de sólidos. O LN provém das prensas a cerca de 70ºC e fica

armazenado nas lagoas à temperatura ambiente. Apresenta um pH ácido, um odor característico

facilmente detectável, mas não tóxico e não irritante para as vias respiratórias, e uma cor negra, a qual

está na origem do seu nome. A presença de sólidos em suspensão faz do LN um líquido muito turvo e

nada translúcido. Informações sobre a salinidade e dureza do LN encontram-se no quadro 25[17].

Quadro 25 – Resumo de valores de parâmetros do LN[17]

Parâmetro Valor Parâmetro Valor

pH 3,8 Dureza 1240 ppm de CaCO3

Condutividade Específica

2930 microS/c

m (25ºC) Dureza Cálcica

546 ppm de CaCO3

Sólidos Totais 29700 mg/l Dureza Magnésica

693 ppm de CaCO3

Sólidos Suspensos 3950 mg/l Cloretos 374 ppm Sólidos Dissolvidos 25800 mg/l Bário 2,4 ppm

Taninos 3480 mg/l Estrôncio 2,3 ppm Carbono, total

orgânico 14800 ppm Cobre <0,5 ppm

Carência Química Oxigénio

35700 ppm Ferro 52 ppm

CQO depois de filtração

32300 ppm Sódio 86 ppm

Extraíveis TCE, IR

300 mg/l Fosfato total

211 ppm

Diâmetro das Partículas

1-50 µm Sílica <10 ppm

Figura 3

3.6. Filtração – Separação do LN e Reutilização da Água

As informações recolhidas de relatórios de arquivo da empresa I.F.M. acerca de

do LN[17] tiveram como objectivo

Nano-Filtração (NF) e Osmose Inversa (OI)

A meta a atingir foi a obtenção de um caudal de concentrado com elevado

de UF, um sistema de NF que trate o permeado da UF e um sistema de O

por esta ordem processual.

Partindo de uma CST=3%, na operação de Ultra

concentrado, num sistema de 3 andares, para tratar

máxima de 80ºC. O fluxo foi mais baixo do que o antecipado devido à presença de altos níveis de

moléculas de lenhina. A rejeição de taninos é fundamental par

de pH é crucial, uma vez que se pretende neutralizar um ácido fraco com uma base forte e a manutenção

de valores de pH abaixo de 7 melhora a rejeição de taninos consideravelmente.

A quantidade de água removida fo

açúcares e de ácidos orgânicos foram

Na operação de Nano-Filtração atingiu

4 andares, para tratar o permeado

de altos níveis de moléculas de taninos. O controlo antecipado do pH é crucial, uma vez que se pretende

neutralizar um ácido fraco com uma base forte e a manutenção de valores de pH

melhora a rejeição de taninos consideravelmente.

A quantidade de água removida foi

sólidos, taninos e polisacarídeos de alta pureza. Para além disso

orgânicos foram também removidos.

É recomendado que o teor de sólidos do concentrado de NF seja maximizado através de evaporação,

possivelmente até TS=50%. O custo deste processo de evaporação será moderadamente baixo,

traduzindo-se numa enorme poupança.

Sólidos Totais = 29,7g/kg

(Incineração a 500ºC)

Sólidos Fixos Totais (cinzas) =

34,3g/kgLNsólido

Sólidos Voláteis

965,7g/kg

Figura 32 – Caracterização de parâmetros do LN

Separação do LN e Reutilização da Água

de relatórios de arquivo da empresa I.F.M. acerca de ensaios de filtração

tiveram como objectivo: testar a possibilidade de tratamento do LN por Ultra

Osmose Inversa (OI), e avaliar o impacto financeiro do processo.

a obtenção de um caudal de concentrado com elevado teor de sólidos do sistema

de UF, um sistema de NF que trate o permeado da UF e um sistema de OI) que trate o permeado da NF

a operação de Ultra-Filtração atingiu-se um total de sólidos de 30%

, num sistema de 3 andares, para tratar o caudal de LN proveniente das prensas, à temperatura

mais baixo do que o antecipado devido à presença de altos níveis de

moléculas de lenhina. A rejeição de taninos é fundamental para as etapas a jusante (NF e OI). O controlo


de valores de pH abaixo de 7 melhora a rejeição de taninos consideravelmente.

A quantidade de água removida foi superior a 95%. Para além disso, mais de 95% dos sais, de

foram também removidos.

Filtração atingiu-se um total de sólidos de 15% no concentrado

permeado da operação anterior. O fluxo é relativamente baixo devido à presença


neutralizar um ácido fraco com uma base forte e a manutenção de valores de pH ligeiramente acídicos

melhora a rejeição de taninos consideravelmente.

A quantidade de água removida foi superior a 90%, produzindo-se concentrado com 15% de teor de

os de alta pureza. Para além disso, mais de 90% dos sais

também removidos.



poupança.

Amostra Licor Negro (C=3%)

= 29,7g/kg

(Incineração a 500ºC)

Sólidos Voláteis Totais =

965,7g/kgLNsólido

Filtração (0,45µm):

Resíduo / Filtrado (Secagem a 105ºC)

Sólidos Suspensos Totais = 3,95g/l

Sólidos Suspensos

Fixos

Sólidos Suspensos

Voláteis

Sólidos Dissolvidos Totais

Sólidos Dissolvidos

Fixos

71

ensaios de filtração

Ultra-Filtração (UF),

o impacto financeiro do processo.

teor de sólidos do sistema

) que trate o permeado da NF,

se um total de sólidos de 30% no

o caudal de LN proveniente das prensas, à temperatura

mais baixo do que o antecipado devido à presença de altos níveis de

a as etapas a jusante (NF e OI). O controlo


% dos sais, de

no concentrado, num sistema de

é relativamente baixo devido à presença


amente acídicos

se concentrado com 15% de teor de

, açúcares e ácidos



Sólidos Dissolvidos Totais = 25,8g/l

Dissolvidos Sólidos

Dissolvidos Voláteis

72

Pode ser conseguida a purificação da água num sistema de membranas de Osmose Inversa de 2

andares. O fluxo é mais elevado do que o esperado devido à ausência de taninos, rejeitados na NF.

A performance das membranas e as respectivas taxas de fluxo das membranas de UF, MF e OI são

facilmente repostos através da lavagem diária das membranas, não se tendo observado formação de

incrustações na membrana.

3.7. Taxa de Evaporação das Lagoas de Licor Negro

Durante o mês de Abril, nas lagoas de evaporação de LN da unidade fabril da I.F.M., foi calculada a

taxa de evaporação (TE) da água nas eiras. Os parâmetros registados foram a variação do nível da

superfície de líquido até ao ponto de referência e a variação de concentração total de sólidos do LN das

duas eiras.

A eira é um lago artificial em betão propositadamente construído para acumulação de LN. Cada eira

possui uma área de 1250m2 e uma capacidade de armazenar 625m3.

O Relatório de Cooperação Científico-Tecnológica IST/Investwood que estuda a TE, chegou à

conclusão de que a exposição do LN das eiras, à temperatura de 20ºC, com 60% de humidade do ar e

velocidade média do vento de 3m/s, promove uma taxa evaporativa TE1=0,015g/m2.s. No quadro 35, em

anexo 10, apresenta-se mais alguns valores simulados no referido relatório.

Quanto aos valores recolhidos no âmbito da realização do presente trabalho, estes encontram-se

resumidos no quadro 36 (anexo 10), sendo que a taxa de evaporação foi calculada para os dias de 4 a 12

de Abril, nos quais se registou uma evolução crescente do desnível de LN na eira. Tendo sempre em

conta que os dados se referem a condições primaveris, registou-se uma temperatura média de 16,4ºC,

velocidade do vento média de 3,6m/s, humidade do ar média de 37,7%, que originaram um decréscimo do

nível do líquido na eira de 0,53cm/dia, fazendo a concentração de LN aumentar em 0,5%, para um valor

médio de 3,4%.

Assumindo uma densidade do LN a 17ºC igual a 1017kg/m3, constante no tempo, tem-se que o total

de massa de água evaporada foi de 66,1ton no intervalo em estudo, correspondendo a uma taxa de

evaporação TE2=0,077g/m2.s e um tempo de eliminação das eiras em 1,3 meses, ou seja, até que se

evapore a massa de água necessária para o nível descer 20cm e o LN ficar uma concentração de sólidos

totais de cerca de 50%, já possível de alimentar à fornalha. Contudo, considera-se esta previsão

demasiado optimista, uma vez que as condições atmosféricas são bastante mais irregulares do que as

consideradas.

É de referir que o quociente entre TE2 eTE1 é de 5,1, aproximadamente, apesar da temperatura,

velocidade do vento e humidade de TE2 serem inferiores às simuladas em TE1, significando que a forte

exposição solar sentida no mês de Abril de 2009 tem bastante influência no parâmetro TE e que deveria

ser contabilizado em estudos futuros e/ou mencionado no Relatório de Cooperação Científico-

Tecnológica IST/Investwood.

73

4. Análise de Tecnologias de Gaseificação de Biomas sa

4.1. Relatório de Ensaio de Gaseificação na ESTG de Port alegre

Na Escola Superior de Tecnologia e Gestão de Portalegre foi acompanhado o processo de gaseificação

de biomassa (bagaço de azeitona). O texto que se apresenta em seguida relata a informação recolhida,

assim como algumas críticas construtivas.

Na instalação piloto de gaseificação da ESTG Portalegre estuda-se principalmente a influência de

determinados parâmetros de input (como o tipo de Biomassa, a Temperatura, Razão de Equivalência) e

sua influência nos parâmetros de output (como o Caudal Volumétrico e Composição do Gás de Síntese).

Contudo, não sendo ainda o objectivo das experiências realizadas a maximização do processo de

gaseificação, futuros estudos nesta área podem ser executados para a obtenção de dados que se

harmonizem com o processo de gaseificação de biomassa a nível industrial.

Descrição do equipamento:

O sistema de gaseificação é constituído pela tremonha de alimentação de biomassa, o gaseificador,

três permutadores de calor gás-ar e o sistema de limpeza do efluente gasoso da gaseificação (filtro de

mangas).

Para visualização esquemática do equipamento, consultar figuras 49 e 50 em anexo (Anexo 8).

O primeiro permutador de calor (PC I) é utilizado no pré-aquecimento do ar injectado no gaseificador,

através de um ventilador (Vent I), sendo medida e registada a sua temperatura. O segundo permutador de

calor (PC II) serve para baixar ainda mais a temperatura do efluente gasoso da gaseificação, antes da sua

entrada no equipamento de limpeza. O arrefecimento é efectuado através da admissão de ar por um outro

ventilador (Vent II).

Depois de passar no sistema de filtros de mangas, o qual possui um compressor de vácuo seco (i.e.,

sem óleo, para evitar contaminação do gás de síntese) o efluente gasoso finaliza o seu percurso com uma

última passagem num permutador de calor (PC III) instalado para a maximização da condensação e/ou

remoção de todos os alcatrões e água antes do gás de síntese ser libertado para a atmosfera.

O leito fluidizado do gaseificador (D = 40cm e H = 5m) é constituído por areia branca (situado

sensivelmente a 1m do nível do solo), que promove a turbulência e a transferência de calor, estando

instalados três sensores de temperatura ao longo do gaseificador que fornecem informação acerca do

perfil de temperatura.

O sem-fim localiza-se sensivelmente a meio do leito de areia branca.

Procedimento de Arranque:

O processo de arranque a “frio” inicia-se com a queima de nafta na base do gaseificador (por debaixo

do leito), ligando-se também o ventilador de ar Vent I, até ser atingida no primeiro sensor uma

temperatura que ronde os 200ºC. A partir deste ponto o aquecimento prossegue com a admissão de carvão

74

ao gaseificador. O câmbio é efectuado desligando-se o queimador de nafta e abrindo-se a primeira

válvula, a de admissão de carvão ao sem-fim.

Na primeira fase, até cerca de 70ºC ou 80ºC, o aquecimento da areia branca é bastante demorado,

devido à elevada taxa de dissipação de energia no equipamento. A partir deste ponto, o ar de injecção que

atravessa o PC I também já dá entrada com uma temperatura maior e começa-se a sentir alguma

fluidização, que sempre promove a transferência de energia.

Deste modo, logicamente, o aquecimento do gaseificador a “quente” (t=1h desde T=600ºC) é menos

demorado do que o aquecimento do equipamento a “frio” (t=24h desde T=Tambiente).

Quando se inicia a admissão de carvão vegetal, o leito deve-se encontrar completamente

desenvolvido, em termos de fluidização, e continua-se até ser atingida a temperatura de gaseificação do

teste a realizar (T = 700ºC, 800ºC, etc).

A experiência de gaseificação inicia-se muito simplesmente fechando a primeira válvula, a de

alimentação de carvão, e abrindo a segunda válvula, a que admite a biomassa ao sem-fim.

No início do aquecimento a “quente” leu-se o valor de 170ºC no mostrador do primeiro sensor de

temperatura do gaseificador. Não se chegou a efectuar a recolha de dados operacionais do gaseificador

nem da qualidade do gás formado, devido ao insucesso em se atingirem as condições de gaseificação,

pelo motivo de que os filtros de mangas se encontravam entupidos, sendo a espessura do bolo dos filtros

cerca de 5mm.

Informações Operacionais:

Os ensaios no reactor piloto de gaseificação efectuam-se à pressão atmosférica e à temperatura de

800ºC, sendo os limites considerados para outras experiências de 750ºC a 850ºC. O caudal de biomassa

varia dos 30kg/h a 50kg/h, e o caudal volumétrico de ar inicial (em condições de arranque), ronda os

80m3/h a 100m3/h, sendo reduzido para valores na ordem dos 40m3/h a 60m3/h aquando da estabilização

do processo de gaseificação. Deste modo, a Velocidade Superficial da biomassa localiza-se entre os

75kg/m2.h e os 125kg/m2.h. O valor da Razão de Equivalência não pôde ser calculado por falta de dados

(composição média da biomassa, temperatura ou densidade do ar).

Comentários:

É importante referir que na véspera tinha sido realizada a experiência de gaseificação de pó de

serradura e que a queima ocorreu dentro do sem-fim e do tubo que liga o recipiente de armazenagem da

biomassa ao sem-fim, tendo-se dispendido algum tempo a desentupir manualmente o sistema e a remover

toda a serradura. Tal ocorrência deve-se ao facto de ter sido utilizado equipamento impróprio na admissão

de pó de serradura ao gaseificador, sendo a admissão de pó numa corrente gasosa por ventilação forçada

preferível.

Porém, a aquisição de novo equipamento para este efeito acarreta a formação de uma nova entrada de

biomassa no gaseificador ou a remoção do sem-fim e tremonhas e substituição pelo tubo de alimentação

75

de pó, aquando da sua necessidade de utilização, para além de custos monetários implícitos a toda esta

adaptação.

O sem-fim é apropriado a partículas com granulometria superior. Dado que o pó de serradura é

constituído maioritariamente por partículas de dimensão muito reduzida, o tempo das etapas de secagem e

pirólise é praticamente nulo, fazendo com que as partículas do pó gaseifiquem instantaneamente. Em vez

da gaseificação se confinar aos limites do equipamento específico para o efeito, a transferência de calor

para o sem-fim proporciona as condições de queima de pó na tubagem de alimentação.

Sugere-se que sejam colocadas válvulas anti-retorno no sistema de alimentação, partindo do princípio

de que ainda não estão instaladas, e isolamento de ar nas tremonhas de alimentação de biomassa ao

gaseificador. Para além do mais, a injecção de um diminuto caudal de um composto gasoso não reactivo

(por exemplo: azoto) no sem-fim cria uma atmosfera inerte e força toda a alimentação a deslocar-se no

sentido do gaseificador. Deste modo, não ocorre fluxo de ar do gaseificador para o sem-fim e tremonhas,

prevenindo a queima de pó, ou de outras partículas de biomassa, no sistema de alimentação. Uma outra

alternativa é a instalação de um sistema de camisas de arrefecimento no sem-fim, ou algum outro método

mais rudimentar, prático e económico, que baixe a temperatura da matéria que se encontra dentro do sem-

fim, aquando da realização de testes com partículas finas.

Sugere-se também que, aquando da realização de ensaios com pó de serradura, este seja previamente

compactado na forma de pellets no equipamento específico para esta função. Há que ter em atenção o teor

de humidade da matéria, de modo a que a agregação das partículas seja eficaz, e a possibilidade de

utilização de um agente coagulante para dar consistência às pellets constituídas por pó de serradura.

Considera-se necessário efectuar uma recolha de informações que permita comparar o passo e a gama

de granulometria aceite pelo sem-fim e a do carvão vegetal (utilizado no processo de arranque do

equipamento).

É de referir que a formação de demasiadas partículas inqueimadas, que sobrecarreguem os

equipamentos do sistema de limpeza, devido às baixas temperaturas e deficiente combustão das maiores

partículas de carvão na etapa de aquecimento do gaseificador, pode ser prevenida efectuando a moagem

prévia do carvão, efectuando preferencialmente arranques a quente e operando a temperaturas mais

elevadas.

A eficiência dos filtros de mangas melhora com o aumento de temperatura, comparando a temperatura

de gaseificação com a de arranque a frio, sendo mais vantajoso o funcionamento dos ensaios por longos

períodos de tempo, evitando constantes paragens e arranques.

Dados os eventos recentes que levaram à oscilação dos preços dos combustíveis fósseis, é de ponderar

a mudança do uso de fuel-oil/nafta no pré-aquecimento/arranque da unidade para gás natural. Apesar do

preço do gás natural também estar indexado ao do barril de crude, o seu custo é inferior e possui maior

poder calorífico, comparativamente com a nafta, para além de ser ambientalmente menos prejudicial,

constituindo-se assim um efeito sinergístico positivo.

76

Resumo de Sugestões:

• Previamente ao ensaio, efectuar análise à composição elementar da biomassa

(CxHyOzNαSβClγ & metais alcalinos) de modo a prever o seu comportamento e eventuais

problemas durante a gaseificação;

• Estanquicidade de ar nas tremonhas de alimentação de biomassa;

• Efectuar estudo comparativo do passo e gama de granulometria aceite pelo sem-fim,

com a do carvão vegetal e da biomassa;

• Admissão de pó de serradura, e outras partículas finas, por ventilação forçada ou sua

prévia pelletização para alimentação pelo sem-fim;

• Cuidados gerais no manuseamento e armazenagem da biomassa a ser utilizada no

gaseificador: restos de embalagem, areia ↔ vitrificação, chuva ↔ secagem/redução do teor de

humidade;

• Monitorização e manutenção regulares do estado dos filtros de mangas;

• Contabilizar a quantidade de nafta e carvão vegetal gastos no processo de aquecimento

do gaseificador para estimativa de custos de operação equipamento a nível industrial;

• Elaborar estudo de condições operatórias para elaboração de um programa informático,

que automatize o controlo do processo de gaseificação, em função do tipo e qualidade da

biomassa;

4.2. Relatório de Ensaio de Gaseificação no INETI/LNEG

À amostra de Licor Negro proveniente da unidade fabril da I.F.M. foi efectuada uma operação de pré-

tratamento, antes de esta poder ser considerada adequada ao ensaio de gaseificação. O processo de pré-

tratamento consistiu na secagem do LN, até teor de humidade inferior a 10%, trituração, moagem e

peneiração das partículas, seleccionando-se aquelas cujo diâmetro médio se encontrava entre os 1,25mm e

2,5mm. A escolha de tal granulometria deve-se somente a factores de dimensões do sem-fim instalado,

respectivo passo e de comparação de resultados com ensaios prévios de outras amostras de biomassa.

Uma pequena quantidade de LN foi enviada para a sua análise elementar em laboratório e o resultado

encontra-se no quadro seguinte:

Quadro 26 - Composição do Licor Negro[32]

Resíduo de Licor Negro % (m/m)

C 41,18 H 5,13 N 0,64 S 0,16

O (por diferença) 24,43

Humidade 9,26 Cinzas 19,20

PCS (kJ/kg) 15 573 PCS (kJ/kgdaf) 21 769

77

Em termos molares, a composição do Licor Negro é dada por CH1,50O0,73N0,01S0,001, a qual se encontra

em conformidade com os dados bibliográficos[19] (CH1,4O0,6) e com os dados da figura 2.

Relativamente ao Poder Calorífico Superior, o valor de 15.573kJ/kg encontra-se de acordo com o

ensaio realizado nos laboratórios de investigação do Instituto Superior Técnico, embora o facto de 15

573kJ/kg < 17 162kJ/kg se deva à presença de humidade da primeira amostra, em cerca de 9%,

comparativamente com os 0% de humidade da segunda amostra. O valor de PCS com o índice daf (dry-

ash-free) é uma outra forma de representar o potencial de energético de queima do Licor Negro, sendo o

valor de calor máximo que a matéria de Licor Negro pode debitar em processo de combustão.

Foi também efectuada a calibração do sem-fim de alimentação ao gaseificador e apontada a sua

regulação para um valor de injecção de LN de 5g/min.

O aquecimento do reactor de ensaios de gaseificação do INETI é efectuado por meio de placas de

resistência eléctrica, instaladas em torno da câmara de gaseificação, e a manutenção da temperatura de

ensaio no valor de set-point é igualmente conseguida através desse aquecimento externo.

Há que ter em conta o tipo de equipamento, em termos de capacidade térmica, e o seu scale-up para

nível industrial, pois os custos energéticos podem ser demasiado elevados, comparativamente com a

alternativa de injecção de maior caudal volumétrico de ar e biomassa consumida para a combustão parcial

das partículas carbonáceas, conduzindo a uma maior quantidade de dióxido de carbono formada, de modo

a que o processo de gaseificação seja autosustentado (gaseificador autotérmico).

A gama de temperatura listada para os ensaios de gaseificação foi de 750ºC a 900ºC, em intervalos de

50ºC, realizando-se no total quatro ensaios.

A massa de Licor Negro inserida no funil de carga foi sempre 400g, consumindo-se cerca de metade

no decorrer da experiência, e a massa de areia branca foi de 1000g.

Nos ensaios realizados a razão entre o caudal mássico de LN e a de Vapor de Água e Oxigénio foram

tidas como 1 e 2,5, respectiva e aproximadamente.

Quadro 27 – Resumo de Parâmetros Operatórios de Gaseificação do Licor Negro

Parâmetro Valor (daf)

QMLN

(g/min) 4,9

R Vapor/LN (g/g) 1,03

R O2/LN (g/g) 2,6

QMVapor

(g/min) 5,0

QMO2

(g/min) 12,7

QVAr

(dm3/min) 36,6

A descrição que se segue refere-se à montagem do equipamento experimental de gaseificação segundo

F. Pinto[32]. (ver figura 53 em anexo 8).

78

O reactor é um gaseificador de leito fluidizado borbulhante, [figura 14 (a) do capítulo 1.7 (ii)], com

geometria cilíndrica (diâmetro interno igual a 80mm e altura igual a 1500mm). Possui placas eléctricas de

aquecimento, areia branca como meio fluidizante e os agentes de fluidização e gaseificação são vapor de

água (P=2bar e T=300ºC) e oxigénio (proveniente da injecção de ar). Tanto o vapor de água como o ar

são introduzidos pelo fundo do equipamento principal, por meio de um distribuidor de gases, onde uma

resistência eléctrica faz o pré-aquecimento do ar para minimizar as perdas energéticas na secção de

gaseificação e para que o arranque de operação seja mais rápido.

A biomassa é introduzida no respectivo funil de carga, 1, e a tampa deste é seguramente fechada para

garantir a sua estanquicidade ao ar.

A operação de gaseificação inicia-se ligando as resistências eléctricas, e ajustando a alimentação de ar

e de vapor de água até serem atingidas as condições de ensaio. O tempo estimado desta etapa é de cerca

de uma hora e meia. O arranque da experiência de gaseificação ocorre quando se liga o sem-fim de

alimentação de biomassa, 3. É de mencionar que o sistema de alimentação de biomassa é na realidade

constituído por dois sem-fins, o primeiro numa posição superior à do segundo e ambos ligados por um

tubo de queda, 4. O primeiro controla o caudal de matéria alimentada e o segundo funciona à velocidade

de rotação máxima para garantir que toda a matéria é escoada para o interior do reactor de gaseificação.

Para mais, o segundo sem-fim está assente num sistema de molas para compensar a dilatação e

consequente elevação do reactor e conectado a um tubo de injecção de azoto para garantir uma atmosfera

inerte no seu interior que assegura a não-pirólise e não-gaseificação da biomassa no seu interior.

A corrente gasosa gaseificada passa primeiro por um ciclone, 5, para remoção de partículas e depois

pelo sistema de condensação, 10, para remover líquidos condensáveis e alcatrões. Antes de chegar aos

analisadores em linha de CO e CO2, 18, a corrente gasosa atravessa os filtros de lã de vidro, 13, e é

borbulhada em sulfato de cádmio, extraindo-se o enxofre, para garantir a sua limpeza e não contaminação

dos analisadores. Os analisadores em linha de CO (máximo de 15%) e CO2 (máximo de 100%) servem

para monitorizar o estado de gaseificação durante o ensaio.

A análise mais detalhada da composição da corrente de gaseificação (CO, H2, CO2, O2e N2) é

executada num cromatógrafo, após a recolha de uma amostra de gás, em sacos próprios para o efeito, num

momento intermédio do processo de gaseificação, no qual se considera que a reacção se encontra em

estado estacionário e a amostra é claramente exemplificativa.

No final de cada ensaio, são pesados os instrumentos do sistema de condensação e os filtros de lã de

vidro, para quantificação (por diferença do peso inicial de cada instrumento) do teor de alcatrões e

líquidos condensáveis.

Após o arrefecimento do gaseificador, é recolhida e peneirada toda a areia branca do seu interior,

assim como as partículas sedimentadas no fundo do ciclone, para quantificação dos sólidos residuais e

inqueimados.

Adverte-se que o cálculo do tempo real de residência do gás é difícil de contabilizar devido ao efeito

de recirculação das correntes no interior do gaseificador e que o excesso de humidade proveniente da

biomassa ou da injecção de vapor de água potencia problemas de fluidização da areia branca,

despendendo-se mais tempo e energia na sua secagem.

79

Em processos de gaseificação em contínuo, como os de nível industrial, a acumulação de partículas de

carvão no leito do reactor altera as condições de gaseificação, sendo aconselhável a purga do leito ou a

combustão parcial, numa câmara específica para o efeito, eliminando-se o problema e gerando energia

térmica para a autosustentação do processo de gaseificação.

As seguintes figuras ilustram a evolução da composição da corrente gasosa de gaseificação e dos

parâmetros de gaseificação[32]. É de referir que no primeiro ensaio, a 850ºC de temperatura, ocorreu um

equívoco fortuito nos cálculos de caudal de ar admitido e consequentemente a Razão de Equivalência

(RE) foi inferior ao estipulado. No entanto, os dados deste engano foram registados e guardados para

comparação posterior, sendo os pontos representados pela letra E situada imediatamente antes do

respectivo parâmetro. Para além do mais, foi decidido que a ordem dos ensaios seria no sentido

decrescente da temperatura, por razões de garantia de asseio do equipamento de gaseificação e material

de condensação e filtração.

A composição média da corrente gasosa produzida é de 35% H2, 32% CO2, 21% CO, 9% CH4 e 5%

CnHm, estando em pleno acordo com os dados das referências bibliográficas[19].

Quadro 28– Resultados da Gaseificação do Licor Negro

Ensaio Temperatura

(ºC) RE

CO (%molar)

CO2 (%molar)

H2

(%molar) CH4

(%molar) CnHm

(%molar)

Produção de gás

(NL/gdaf)

Alcatrões (g/m3)

4 750.0 0.16 19.58 36.56 27.75 9.67 6.44 0.924 9.6 3 800.0 0.17 19.62 32.83 34.05 8.54 4.96 1.158 8.9 5 850.0 0.16 20.25 29.9 37.88 7.84 4.11 1.505 7.7 2 900.0 0.17 23.03 27.11 38.75 8.19 2.92 1.638 7.4 1 850.0 0.099 19.43 24.68 40.52 10.61 4.75 1.535 14.6

Figura 33 – Evolução da composição da corrente gasosa de gaseificação com a temperatura[32]

Da observação dos dados que relacionam a composição da corrente gasosa de gaseificação com a

temperatura conclui-se que o aumento deste parâmetro, de 750ºC para 900ºC, influencia

significativamente a formação de determinados compostos e a degradação de outros do seguinte modo:

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

750 800 850 900

Frac

ção

mo

lar

(%)

Temperatura (ºC)

CO

CO2

H2

CH4

CnHm

ECO

ECO2

EH2

ECH4

ECnHm

80

• Maior formação de hidrogénio, em 39,6%;

• Maior formação de monóxido de carbono, em 17,6%;

• Menor formação de dióxido de carbono, em 25,8%;

• Menor formação de metano, em 15,3%, e 18,9% a menos de 750ºC a 850ºC;

• Menor formação de hidrocarbonetos (CnHm), em 54,7%;

O aumento da temperatura de gaseificação do Licor Negro conduz à formação de maiores quantidades

de hidrogénio e de monóxido de carbono. Por outro lado, produz-se o efeito contrário no que diz respeito

à percentagem de dióxido de carbono e metano no gás de síntese. Embora não tenha sido estudados,

postula-se que o aumento de temperatura a um aumento da conversão de energia aparente (>%E) e à

diminuição do PCS do gás (devido à supressão do teor de hidrocarbonetos).

A temperaturas de gaseificação mais elevadas, é registada uma menor formação e emissão de

hidrocarbonetos, ou alcatrões, factor indicativo de que a taxa de reacção de decomposição dos

constituintes destes compostos ocorrem com maior incidência (i.e., promovem-se as reacções de

combustão, de oxidação, cracking de hidrocarbonetos, steam e dry reforming). Consequentemente,

valores de temperaturas mais elevados traduzem-se em menor esforço e custo do processo de limpeza da

corrente gasosa gerada na gaseificação.

Figura 34 – Evolução de parâmetros de gaseificação com a temperatura [32]

Considera-se que o parâmetro Razão de Equivalência permaneceu constante no decorrer dos diversos

ensaios, não influenciando os resultados experimentais. Por sua vez, a Produção de Gás aumentou

consideravelmente, em 77,3% com o aumento de temperatura em 250ºC, condição decorrente da maior

formação/decomposição de dióxido de carbono, metano e hidrocarbonetos em hidrogénio e monóxido de

carbono (ver reacções 2, 3, 5, 7, 9, 11, 12 e 13).

Resumindo, chega-se então à conclusão de que o aumento de temperatura de gaseificação causa maior

formação de hidrogénio e monóxido de carbono e consequentemente maior caudal de gás de síntese. No

entanto, é seguro afirmar que, do acréscimo de temperatura e da maior decomposição de C1’s e

hidrocarbonetos (componentes com potencial termoquímico), o Poder Calorífico Superior do gás de

síntese torna-se cada vez menor.

7

9

11

13

15

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

1,5

1,75

2

750 800 850 900

Val

or

Temperatura (ºC)

RE

Pgas

E RE

E Pgas

Tars

E Tars

81

Analisando agora o caso do primeiro ensaio de gaseificação efectuado, cuja Razão de Equivalência foi

de cerca de 0,1, ou seja, 62% inferior ao estipulado, ocorreu maior libertação de hidrogénio, metano e

alcatrões, nas respectivas percentagens de 7%, 35,3% e 15,6%. A concentração de alcatrões aumentou

89,6% para um aumento de 2% do caudal de gás de síntese produzido. Pelo contrário, registou-se uma

diminuição de 4,0% e 17,5% na fracção de monóxido e dióxido de carbono, respectivamente. A mesma

conclusão foi atingida nos estudos de F. Pinto[23][24][32], como também que o decréscimo do valor de RE

conduz a um aumento do valor de PCS e conversão de energia aparente, devido à maior libertação de

alcatrões.

Para além do mais, foi efectuado um resumo das principais conclusões dos artigos

bibliográficos[23][24][32], no que se refere à influência de variações do caudal volumétrico de ar injectado,

caudal de vapor de água admitido, razão vapor-combustível, razão oxigénio-combustível, razão vapor-

oxigénio, razão vapor-oxigénio-combustível e presença de catalisadores.

• Caudal Volumétrico de Ar: o aumento do caudal volumétrico de ar injectado, e

consequentemente maior quantidade de oxigénio disponível para reagir, leva a que este último

elemento promova a combustão parcial de alcatrões, maior libertação de monóxido e dióxido de

carbono e, por último, devido principalmente ao efeito de diluição do azoto atmosférico, que o

PCS da corrente gasosa diminua;

• Caudal Volumétrico de Vapor de Água: o aumento do caudal volumétrico de vapor de

água promove as reacções de reforming, WG e WGS (reacções 3, 4, 7, 8 e 11), no sentido de

aumento de produção de hidrogénio e diminuição do teor em hidrocarbonetos;

• Razão Vapor-Combustível: o aumento da razão vapor-combustível promove a geração

de maior quantidade de hidrogénio e dióxido de carbono (reacção 7: WGS) e a diminuição dos

teores de monóxido de carbono, metano e hidrocarbonetos;

• Razão Oxigénio-Combustível: o aumento da razão oxigénio-combustível promove a

geração de maior quantidade de monóxido e dióxido de carbono (reacções 1 e 2) e a diminuição

dos teores de hidrogénio, metano e hidrocarbonetos. O PCS e a conversão de energia aparente

diminuem mas o caudal volumétrico de gás aumenta;

• Razão Vapor-Oxigénio � ��

�: o aumento da razão vapor-oxigénio promove a

geração de maior quantidade de monóxido e dióxido de carbono e a diminuição dos teores de

hidrogénio, metano e hidrocarbonetos. O PCS e a conversão de energia aparente diminuem mas

o caudal volumétrico de gás permanece constante;

• Razão Vapor-Oxigénio-Combustível � �� í��: o aumento da razão da mistura

vapor-oxigénio-combustível não é muito evidente, sendo a forma das curvas de composição do

gás parabólicas, indicando a presença de um ponto óptimo para cada conjunto de condições

experimentais, consoante o objectivo da gaseificação;

• Adição de Catalisadores: a adição de catalisadores, como a Olivina e Dolomite, substancialmente benéfica na redução do teor de alcatrões, libertando-se maiores quantidades de hidrogénio e maior caudal de gás de gaseificação;

82

5. Conclusões

O aproveitamento da biomassa, nomeadamente aquela proveniente de culturas terrestres florestais,

encontra-se amplamente desenvolvido no território português. Como exemplo para a produção de energia

eléctrica, o consumo de biomassa deve ser continuado e aumentado no sentido de reduzir a dependência

energética de Portugal em combustíveis de origem fóssil, sempre na perspectiva de procurar criar

emprego, quadros qualificados e desenvolver soluções técnica e economicamente viáveis, sem ignorar a

perspectiva ambiental, que contribuam para o melhoramento da eficiência global do processo.

A quantidade de matéria e resíduos florestais existentes em solo nacional é suficiente para abastecer o

mercado de empresas consumidoras de biomassa (produtores de aglomerados de madeira, de pasta de

papel, de electricidade, etc), para incrementar a diversificação de fontes energéticas e aumentar a

segurança no fornecimento de energia sem que haja forte especulação dos preços da matéria-prima em

questão.

A distribuição de unidades industriais consumidoras de biomassa dá-se preferencialmente no centro-

norte de Portugal, tanto no litoral como nas regiões mais interiores, devido à maior densidade florestal de

pinheiros e eucaliptos, sendo que estes últimos se encontram em forte expansão por apresentarem uma

maior taxa de crescimento de massa por unidade de área. A I.F.M. encontra-se localizada em Tomar,

numa região rica em florestas e com infra-estruturas desenvolvidas de corte, replantação e distribuição de

eucalipto, contribuindo para a limpeza das matas, prevenção da propagação de incêndios e ordenamento

do território.

Existe um grande número de unidades industriais a operar em Portugal que recorrem à biomassa como

matéria-prima. Tem-se o casos das unidades de da indústria papeleira, que está fortemente implantada e

disseminada pelo país e que pela co-geração da biomassa florestal produz energia térmica e eléctrica, e as

de produção de derivados de madeira há muito instaladas no mercado, como a I.F.M.. Até ao ano de 2006

apenas existiam três unidades industriais de produção de energia eléctrica (pelo processo termoeléctrico

de consumo de biomassa) a operar em solo nacional. São elas as centrais termoeléctricas de Mortágua e

de Vila Velha de Ródão, presentemente pertencentes ao consórcio Altri-EDP, e a da Centroliva, também

em Vila Velha de Ródão. A aposta do último governo nas energias renováveis, nomeadamente nas que

utilizam biomassa, é de louvar, mas tem ficado aquém das expectativas pela demora na atribuição dos

contratos e licenciamento dos projectos às empresas. A relação entre o investimento a nível industrial

neste tipo de processos tecnológicos e os proveitos que as próprias empresas, em particular, e o país, em

termos gerais, assume um saldo positivo e em muito contribuiria para o melhoramento do cenário

energético e económico do país.

Os processos tecnológicos abordados, que recorrem á biomassa, pelos quais se atinge a geração de

vapor de água são a combustão directa ou a gaseificação.

O sistema de fornalha-caldeira aqua-piro-tubular é o mais vantajoso para a queima de biomassa e

produção de vapor de água, dada a maior taxa de aproveitamento energético do calor libertado na

combustão. O investimento inicial feito neste tipo de equipamentos, por parte da empresa, é maior mas o

esforço é compensado pela rentabilização do aproveitamento energético da biomassa. As fornalhas de

83

grelha móvel inclinada conferem uma boa distribuição e renovação da matéria ao longo do leito, eficiente

sistema de arejamento primário do leito de biomassa, reduzindo o tempo de residência do combustível e

uma boa taxa e eficiência de combustão. A biomassa pode possuir alto teor de humidade (até 50%) e as

limitações ao tipo e à qualidade da biomassa alimentada não são tão restritivas.

O sistema de controlo operatório é relativamente simples de se conseguir, por meio de automatização

ou não, sendo os principais parâmetros a ter em consideração o caudal mássico de biomassa, os caudais

volumétricos de ar primário e secundário, a frequência de agitação das grelhas e depressão.

As condições de funcionamento de fornalhas são temperaturas de combustão de 1000ºC a 1200ºC,

sendo que a temperatura medida do equipamento se fica pelos 600ºC a 800ºC, a pressão de operação é à

atmosférica sob ligeira, depressão por questões de segurança, os entre 2mmbar e os 7mmbar. A eficiência

das fornalhas pode atingir os 80%.

A aplicação industrial de caldeiras aqua-piro-tubulares possui as vantagens de ambos os sistemas

(aqua-tubular e piro-tubular), maior flexibilidade da gama e caudal de vapor de água gerado (baixa, média

ou alta pressão), maior taxa de aproveitamento energético da combustão da biomassa, facilidade de

manutenção e de controlo de operação.

Os reactores de gaseificação requerem maior atenção e despesa no pré-tratamento da biomassa, o

controlo operacional é mais sofisticado, comportam variações no tipo e dimensão da biomassa, elevados

teores de cinzas e perdas de pressão.

Os gaseificadores de leito fluidizado possuem maiores taxas reaccionais, de transferência de calor e

dissipação de pontos quentes, apesar de esta tecnologia ser caracterizada pelo seu correcto funcionamento

a temperaturas mais baixas que as de combustão, como é o caso das fornalhas.

As condições de funcionamento de gaseificadores de leito fluidizado registadas são temperaturas na

ordem dos 750ºC aos 900ºC, Razão de Equivalência entre 0,1 e 0,3, Velocidade Superficial (300m/s a

800m/s) e Carga Específica (400kg/m2.h a 500 kg/m2.h). A eficiência dos gaseificadores ronda os 85% a

95%, dependendo do tipo de equipamento e condições operatórias seleccionadas.

Os ensaios ao LN realizados nas instalações do INETI/LNEG mostram que a gaseificação deste se

comporta de modo idêntico à restante biomassa, visto que o LN é maioritariamente constituído por fibras

de madeira. Quanto à influência da temperatura operacional na composição da corrente de gás de síntese,

aumento deste parâmetro provoca maior taxa de gaseificação da biomassa, originando maior libertação de

hidrogénio e de monóxido de carbono, menor formação de dióxido de carbono, de metano e alcatrões. O

aumento de temperatura conduz a um aumento da conversão de energia aparente, assim como ao aumento

da quantidade de gás produzido, e à diminuição do PCS do gás.

Quanto à influência da Razão de Equivalência na composição do gás de síntese, conclui-se que para

os ensaios realizados o corte no valor deste parâmetro provoca maior libertação de hidrogénio, metano e

alcatrões e menor produção de monóxido e dióxido de carbono.

Concluindo, pode-se afirmar que o tipo de equipamento que melhor e mais facilmente se adequa às

características da biomassa e objectivos da gaseificação para produção de energia eléctrica/térmica é o

reactor de leito fluidizado circulante, operando sob pressão, com a vista a que parte do gás de síntese

possa vir a ser turbinado, economizando-se nas exigências dos equipamentos e consumo energético

84

decorrente do transporte do gás. Comparativamente com os restantes, a tecnologia deste tipo de

gaseificadores suporta melhor maior teor de humidade da biomassa, a combustão parcial de partículas

carbonáceas confere-lhe maior autonomia energética e a eficiência do processo, em termos globais, é a

mais elevada.

Nas instalações da I.F.M., em Valbom, a caldeira Lambion é responsável por 82,6% do total de

biomassa gasta para a geração de vapor de água, produzindo em média 25,3ton/h de vapor de água a

22bar. O consumo de biomassa ronda as 36000ton/ano, e desta quantidade cerca de 60% é eucalipto. Os

valores médios dos índices de Produção de Vapor de Água e de Consumo de Biomassa são,

respectivamente, 3,23 e 0,16tonVapor/tonBiomassa e o índice Energia Gerada – Vapor de Água, de 2003 a

2008, é de 0,29MW.h/tonVapor. Regista-se um maior consumo de biomassa e dispêndio de energia nos

meses de inverno, quando as condições climatéricas proporcionam menores temperaturas ambiente.

A evolução do índice Energia/Vapor ao longo dos últimos anos indica que com a redução do consumo

de nafta o referido índice decresce, ou seja, para gerar a mesma quantidade de vapor de água é necessária

menor quantidade de biomassa queimada, o que se traduz numa optimização do processo e redução

significativa dos custos.

A queima de nafta foi abandonada em finais de 2007 devido ao seu crescente custo, comprometendo

até certo ponto a viabilidade económica das unidades fabris. Somente referente ao processo de geração de

vapor de água, estimou-se uma poupança parcial de 85,4% na preferência de queima de biomassa à de

nafta, num total de 173 371€/ano para a unidade industrial da I.F.M., em Tomar, e de cerca de 70

600€/ano para a unidade industrial daValbopan, em Famalicão da Nazaré. Estes valores traduzem-se

numa utilização de 2,4toneladas de biomassa por cada tonelada de nafta.

Quanto ao estudo da produção de vapor de água e das condições operatórias da fornalha Lambion,

observou-se que a temperatura da fornalha rondava os 500ºC a 800ºC, consoante as necessidades e a

temperatura dos fumos assumia um valor mais constante de 181ºC e o valor médio da depressão foi de

0,5mmbar.

A comparação entre os registos de perturbações de funcionamento da fornalha e o estudo em sistemas

industriais de fornalhas de grelha móvel permite concluir que existe concordância entre ambos, que a

vigilância e o controlo das condições operatórias da fornalha são essenciais e que a actuação correcta e

imediata no sentido de contrariar as perturbações indesejadas e minimizar as perdas energéticas é de

extrema importância.

Das relações entre a depressão, temperatura da fornalha e dos fumos, frequência de movimentação das

grelhas, injecção de ar primário e velocidade do sem-fim, conclui-se que o normal funcionamento e

regulação das condições operatórias da fornalha devem obedecer aos seguintes critérios.

A depressão deve situar-se entre os valores de 0,35mmbar e 0,55mmbar, uma vez que é o caso em que

a temperatura da fornalha se encontra na gama óptima (600ºC a 800ºC) e que se maximiza a temperatura

dos fumos e a taxa de transferência de calor na caldeira;

A velocidade do sem-fim, correspondente aos valores de depressão de 0,35mmbar e 0,55mmbar e

temperatura da fornalha de 600ºC a 800ºC, deve manter-se entre 30 e 40, excepto para as ocasiões de

arranque, paragem e perturbação grave das condições operatórias da fornalha. A maior constância do

85

caudal de alimentação de biomassa, ou velocidade do sem-fim, permite à empresa controlar melhor o

consumo de matéria-prima e prever custos futuros neste campo;

Uma vez que a influência da frequência de agitação das grelhas 1 e 2 se encontram ligadas à

depressão, considera-se que a sua regulação tem sido satisfatória, no que diz respeito à renovação do leito

de estilha, manutenção da sua altura e eficiente arejamento, promovendo a combustão da biomassa;

A influência da distribuição dos caudais de ar primário e movimentação de grelhas na depressão e

temperatura da fornalha não são tão acentuadas, considerando-se satisfatória a sua performance.

Conclui-se que o funcionamento da fornalha Lambion satisfaz na plenitude as expectativas, apesar de

o seu controlo ser manual e não automatizado, requerendo a presença constante de pelo menos um

fogueiro, e de se ter constatado ocasionalmente decréscimo da eficiência por perdas de energia nos gases

ou por combustão incompleta.

Actualmente o LN é enviado para um sistema de lagoas de evaporação natural, situadas em terrenos

adjacentes à unidade industrial da I.F.M., sendo necessário esperar vários meses para que a maior parte da

água evapore e se possa dar outro destino ao LN. Na perspectiva de dar outro destino ao LN, um que seja

técnica e economicamente viável para a unidade fabril, tem-se estudado a hipótese de reutilizar e

rentabilizar este efluente líquido num produto secundário do processo, nomeadamente o reaproveitamento

do seu potencial energético, enquanto biomassa, alimentando-o à fornalha para gerar mais energia

térmica.

Até que se atinja um teor de sólidos de 50%, não é aconselhável alimentar o LN à fornalha, mesmo que

este seja misturado com outra biomassa, como a estilha de eucalipto, devido ao abafamento da

combustão, consequente queima incompleta da biomassa, maior quantidade de cinzas, de partículas e

monóxido de carbono libertados nos gases de combustão. O problema do destino do LN é comum à

indústria de prensados de madeira, uma vez que a comunidade agrícola ainda demonstra alguma

relutância em aceitá-lo como alternativa mais barata aos adubos e as ETAR’s consideram que o seu

tratamento envolve um enorme esforço e despesismo, tendo ainda as próprias empresas que pagar a

terceiros que removam o LN dos seus terrenos e concedam-lhe um destino de reciclagem ou de

tratamento adequado.

Os ensaios de centrifugação das amostras de LN a 12500rpm (12191g) e t=15min, demonstraram que

é possível obter uma concentração de líquido sobrenadante três quartos da concentração inicial e uma

concentração no resíduo sedimentado quatro vezes superior à inicial, com rendimentos compreendidos

entre os 90% e 97,5%.

Considera-se que o tempo de operação da centrifugação de 15min pode vir a ser excessivo, sendo

apenas necessários 5min para a separação dos sólidos do LN sem grande perda de eficiência. A redução

do tempo de operação a nível industrial pode vir a ser bastante vantajosa no sentido em que se poupa

tempo de operação e energia eléctrica necessária ao funcionamento da máquina centrífuga.

A informação recolhida de filtração do LN prova que é possível concentrar e tratar a maior parte do

seu caudal por UF, NF e OI, dos 3% aos 30% de teor de sólidos totais, ou seja, conseguindo-se um factor

de concentração de dez. Porém, o caudal de água utilizada na limpeza das membranas de UF, NF e OI é

86

superior ao desejado, produzindo-se maior quantidade de efluente do que aquele que se tinha ao início.

Todavia, ensaios efectuados numa instalação piloto de uma fábrica na Austrália de produção de

contraplacado[34], com membranas vibratórias que utilizam a tecnologia VSEP mostraram-se bastante

prometedores relativamente à possibilidade contornar este problema.

A presente instalação de evaporação de LN da unidade industrial da I.F.M. tem a capacidade de

concentrar o actual caudal de corrente líquida deste efluente de CST=3% até a CST=15%.

Portanto, a integração dos processos de centrifugação, filtração e evaporação é uma realidade a ter em

conta para a remoção forçada da água do LN, de modo a que este possa ser prontamente alimentado à

fornalha: adição de agentes coagluantes/floculantes para auxiliar a centrifugação do LN desde CST=3%

até cerca dos 20%de concentração de sólidos totais, seguido de filtração de ambas as correntes em

separado (líquido sobrenadante e sedimentado) até cerca de 40%, finalizando com a evaporação da

corrente concentrada de LN até à concentração mínima requerida para alimentação à fornalha (CST=60%).

Aconselha-se fortemente a realização futura de ensaios nos quais sejam integradas a três etapas para a

regulação e optimização da globalidade do processo de remoção de água do LN, de forma a permitir o

respectivo aproveitamento energético, em termos industriais.

87

6. Bibliografia

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88

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89

7. Anexos

7.1. Anexo 1 - Distribuição dos Consumos Energéticos

Figura 35 – Distribuição dos consumos energéticos dos países desenvolvidos[1]

Figura 36 – Distribuição dos consumos energéticos dos países em desenvolvimento[1]

Biomassa; 2,8Hidro; 5,7Nuclear; 5,9

Gás Natural;

22,7

Combustíveis Líquidos; 38,3

Carvão; 24,6

Países Desenvolvidos

Biomassa; 7,0Hidro; 5,0

Nuclear; 1,0

Gás Natural;

38,0

Combustíveis Líquidos; 26

Carvão; 23,0

Países em Desenvolvimento

7.2. Anexo 2 – Densidade e Distribuição Nacional de Tipos de Árvor es em Portugal

Figura 37

7.3. Anexo 3 - Relação Potência

Figura 38 –

Constata-se que existe uma relação linear, com excelente valor de correlação, que possibilita a

previsão do consumo anual de biomassa com a potência gerada, assim como todos os efeitos que daí advêm.

50

70

90

110

130

150

170

190

5

Co

nsu

mo

(kto

n/a

no

)

Densidade e Distribuição Nacional de Tipos de Árvor es em Portugal

Figura 37 – Distribuição nacional de vários tipos de árvores[21]

Relação Potência -Consumo de Biomassa

– Relação entre Potência gerada e Consumo de Biomassa

se que existe uma relação linear, com excelente valor de correlação, que possibilita a previsão do consumo anual de biomassa com a potência gerada, assim como todos os efeitos que daí

y = 14,31x - 14,14

R² = 0,986

7 9 11 13Potência (MW)

90

Densidade e Distribuição Nacional de Tipos de Árvor es em Portugal

Relação entre Potência gerada e Consumo de Biomassa

se que existe uma relação linear, com excelente valor de correlação, que possibilita a previsão do consumo anual de biomassa com a potência gerada, assim como todos os efeitos que daí

14,14

15

7.4. Anexo 4 – Equipamentos de Trituração

Figura 39

Figura 40 – Diagrama do princípio de operação de um triturador em espiral

Figura 41 – Silo com sistema de alimentação

(a)

(a)

Equipamentos de Trituração e Transporte de Madeira

Figura 39 – Tooth Shredder (a) e Drum Shipper (b) [10]

Diagrama do princípio de operação de um triturador em espiral

Silo com sistema de alimentação push button (a) e silo cilíndrico com sem

(b)

91

Diagrama do princípio de operação de um triturador em espiral[19]

silo cilíndrico com sem-fim (b)[10]

(b)

7.5. Anexo 5 - Transferência de Calor e Reacções Químicas em Proce ssos de

Gaseificação Downdraft

Figura 43 – Transferência

Figura 42 – Moínho de Martelos [19]

Transferência de Calor e Reacções Químicas em Proce ssos de

Gaseificação Downdraft

Transferência Calor e reacções em processos de gaseificação downdraft

92

Transferência de Calor e Reacções Químicas em Proce ssos de

downdraft[19]

93

7.6. Anexo 6 – Poder Calorífico de Biomassa em Função da Humidade

Quadro 29 – Percentagem de Humidade, Poder Calorífico Superior e Inferior de biomassa[17]

Combustível Mai-06 Dez-06 Agosto a Dezembro - 87

PCI (kJ/kg) %H PCI (kJ/kg) %H PCS (kcal/kg) PCI (kcal/kg) %H PCS (kJ/kg) PCI (kJ/kg)

CarrascaN 15807 20,4 4708 66,4

MixT 16617 9 8226 49,9

MixN 14037 22,3

Aparas PlatexT

14946 15 4310 4039 6 18045 16910

Aparas MDFN 17005 7,7

Pó Platex THolzma

15171 11,9 4347 4068 3,5 18200 17032

Pó Platex TSerra1ª

16071 8,6 17604

7,1

Pó MDFN 17604 7,1

Estilha EucaliptoT

8247 47,5 16617

9

Estilha PinhoT

2221 2084 53 9299 8725

Estilha PinhoT

4419 4146 6,5 18501 17358

Casca Pinho T

4582 4305 6,3 19184 18024

O índice T e N a seguir ao nome do tipo de biomassa refere-se à sua proveniência, respectivamente das instalações da IFM, em Valbom, Tomar, e da Valbopan, em

Famalicão, Nazaré.

94

7.7. Anexo 7 - Registo de Leitura da Caldeira Lambion

Os valores registados da operação da caldeira Lambion foram efectuados para os seguintes valores de

pressão e nível da caldeira, pressão do acumulador e frequência de regulação do caudal de estilha

alimentada à fornalha.

Quadro 30 – Parâmetros constantes da caldeira Lambion

Pressão Caldeira (bar) 23

Nível Caldeira (%) 80

Pressão Acumulador (bar) 21

Regulação Estilha (Hz) 74

Em seguida exibem-se as figuras da evolução, no tempo, dos diversos parâmetros analisados.

Em Maio de 2007 ocorreram paragens nos dias 2, 11 e 23.

Figura 44 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Maio’07[17]

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

200

300

400

500

600

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31

Maio-2007

Temperatura Fornalha (ºC) Temperatura fumos (ºC) Velocidade Sem-Fim



95

Figura 45 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jul’07[17]

Em Julho de 2007 ocorreram paragens nos dias 3 e 18.

Figura 46 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Out’07[17]

Em Outubro de 2007 ocorreram paragens nos dias 5 e 15.

10

20

30

40

50

60

70

80

90

150

350

550

750

950

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31

Julho-2007




10

20

30

40

50

60

50

250

450

650

850

1050

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31

Outubro-2007




96

Figura 47 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jan’08[17]

Em Janeiro de 2008 ocorreram paragens nos dias 2 e 28.

Figura 48 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Maio’08[17]

Em Maio de 2008 ocorreram paragens nos dias 2 e 16.

-10

10

30

50

70

90

150

350

550

750

950

3 6 9 12 15 18 21 24 27

Janeiro-2008




10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

300

500

700

900

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28

Maio-2008




97

Figura 49 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Jul’08[17]

Em Julho de 2008 ocorreram paragens nos dias 2 e 17.

Figura 50 – Evolução dos parâmetros da caldeira Lambion – Out’08[17]

Em Outubro de 2008 ocorreram paragens nos dias 5, 13 e 27.

10

20

30

40

50

60

70

80

90

150

250

350

450

550

650

750

850

950

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31

Julho-2008




10

20

30

40

50

60

70

80

90

150

250

350

450

550

650

750

850

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31

Outubro-2008

Temperatura Fornalha (ºC) Temperatura fumos (ºC)

Velocidade Sem-Fim Mov/ Grelha 1

98

Quadro 31 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Janeiro e Maio 2007

Jan-07

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,5 0,6 0,5 0,5 0,7 0,6 0,7 0,5 0,7 0,7 0,6

Tª Fornalha (ºC) 190 310 340 364 390 420 420 440 480 460 361 493 540 538 487,5 510 500 484 519 550 471 488 476 220 326 395 410 386 402 511

Tª fumos (ºC) 160 180 180 174 170 173 170 170 174 170 162,5 170 180 175 173 178 180 174 180 180 175 172 172 160 169 172 177 172 177 178

Sem-Fim 33 35 37 35 29 31 38,5 38,5 41 40 29 40 39 33 35 39 43 34 36 31 35 37 24 21 34 34 35 38 33 34

Mov/ Grelha: 1 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90

Mov/ Grelha: 2 50 50 50 50 50 50 50 50 50 46 50 50 50 50 50 50 46 46 46 46 49 50 50 50 50 50 50 50 50 50

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Ar 1º 1 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 55 58 54 60 53 50 50 50 47 50 50 50 50 53 50

Ar 1º 2 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 66 60 66 66 60 70 63 60 60 60 60 60 60 60 60 64 60

Ar 1º 4 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 25 20 30 23 20 20 20 20 20 20 20 20 24 23

Maio-07

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,7 0,7 0,9 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

Tª Fornalha (ºC) 376 380 122 222 313 335 403 476 518 530

360 458 507 554 501 565 582 525 506 556 559 548 346 435 508 516 495 385 329 327

Tª fumos (ºC) 173 170 148 171 181 180 180 180 180 188

171 180 187 179 175 177 178 173 173 178 175 176 165 174 179 181 183 171 170 170

Sem-Fim 36 40 27 30 34 33 27 34 34 40

33 37 37 38 33 33 41 34 42 38 35 37 30 31 29 29 27 23 19 20,375

Mov/ Grelha: 1 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90

86 80 85 90 90 90 90 90 84 78 70 90 76 90 90 90 90 90 90 90

Mov/ Grelha: 2 50 50 50 50 45 50 50 50 50 50

50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Ar 1º 1 40 40 40 40 40 40 40 40 40 40

40 40 40 40 40 40 40 39 48 43 43 40 39 40 40 43 40 40 41 40

Ar 1º 2 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50

50 50 50 50 50 50 52 51 58 53 52 50 49 50 50 53 49 50 52 50

Ar 1º 4 10 10 10 15 10 10 10 10 10 10

10 20 10 13 13 10 10 14 18 18 15 10 10 10 11 19 19 20 13 11

99

Quadro 32 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Julho e Outubro 2007

Jul-07

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,3 0,4 0,4 0,4 0,5 0,5 0,3 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,5 0,4 0,4 0,4 0,4 0,7 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,6 0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5

Tª Forn. (ºC) 903 967 1040 407 398 561 723 671 640 622 541 513 340 392 615 638 563 590 234 518 566 605 586 520 514 349 427 514 513 431 441

Tª fumos (ºC) 188 188 178 180 173 179 180 184 182 176 184 178 172 179 185 187 186 180 167 180 182 186 193 190 188 167 182 187 184 180 182

Sem-Fim 31 30 27 17 16 26 30 27 30 31 29 27 19 29 27 29 31 29 22 29 32 32 28 27 31 16 29 29 30 25 33,625

Mov/ Grelha: 1 30 30 30 80 90 82 90 84 80 83 80 86 90 90 90 90 90 90 90 90 87 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90

Mov/ Grelha: 2 80 80 80 50 50 50 44 50 47 43 43 46 50 50 50 50 50 50 50 50 47 50 50 50 50 50 50 50 50 41 40

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Ar 1º 1 50 50 50 40 40 50 47 50 48 50 42 43 40 46 44 43 46 50 40 47 49 49 50 45 47 44 50 50 50 43 40

Ar 1º 2 60 60 60 50 50 60 55 60 58 60 52 53 50 56 58 60 56 60 50 57 60 60 58 57 59,25 57 60 60 60 53 50

Ar 1º 4 24 13 18 10 10 10 30 15 13 20 14 17 10 18 25 20 21 20 14 20 10 18 22 17 20 13 20 20 20 20 20

Out-07

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,5 0,6 0,6 0,7 0,7 0,7 0,5 0,3 0,5 0,5 0,5 0,4 0,3 0,3 0,5 0,4 0,4 0,5 0,5 0,4 0,4 0,4 0,4 0,3 0,4 0,5 0,4 0,3 0,4 0,3 0,6

Tª Forn. (ºC) 523 419 364 326 300 90 178 531 643 620 619 639 654 693 564 298 456 444 651 742 1008 1037 1030 1085 1025 939 939 1047 1023 993 692

Tª fumos (ºC) 193 180 174 172 170 151 263 192 187 190 196 195 187 190 186 170 191 190 193 191 191 182 183 189 189 190 198 190 181 189 170

Sem-Fim 38 35 27 25 29 33 32 39 39 32 25 17 32 38 38 23 35 38 35 40 37 34 38 43 35 30 39 39 32 35 22

Mov/ Grelha: 1

40 40 46 50 40 40 40 40 40 45 47 50 50 50 50 50

Mov/ Grelha: 2 47 48 50 50 50 50 50 30 30 10

30 30 33 30 30 30 30 30 27 28 29 30 30 30 30 30

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Ar 1º 1 44 42 45 42 40 40 41 44 40 40 40 40 45 46 50 41 46 45 40 43 43 47 45 42 40 41 41 40 39 40 40

Ar 1º 2 56 54 55 52 50 60 52 57 56 50 58 54 59 59 60 50 59 56 54 54 55 60 58 53 48 50 50 51 49 54 48

Ar 1º 4 12 12 16 14 10 10 10 14 10 10 10 10 17 17 10 13 20 20 20 18 20 20 20 21 18 15 15 20 14 20 13

100

Quadro 33 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Janeiro e Maio 2008

Jan-08

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28

Depressão (mmbar) 0,3 0,3 0,4 0,4 0,3 0,2 0,2 0,2 0,2 0,4 0,3 0,3 0,3 0,5 0,4 0,3 0,4 0,4 0,3 0,4 0,4 0,4 0,3 0,3 0,3 0,4

Tª Fornalha (ºC) 561 828 787 670 715 805 957 996 984 956 986 925 804 510 522 765 701 682 765 734 742 645 671 786 859 780

Tª fumos (ºC) 166 170 170 176 180 180 186 188 190 175 174 172 169 161 178 180 171 176 174 178 178 178 180 180 180 177

Sem-Fim 42 38 41 42 29 35 32 36 43 42 41 33 40 37 45 45 37 48 47 45 49 46 42 45 43 37

Mov/ Grelha: 1 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60 60

Mov/ Grelha: 2 27 20 27 20 20 30 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

Mov/ Grelha: 3

Ar 1º 1 57 60 47 50 50 53 54 50 53 54 50 50 50 40 50 51 50 50 50 48 49 47 52 45 50 50

Ar 1º 2 69 70 60 60 60 61,75 70 70 63 69 66 60 60 60 65 67 61 65 62 58 67 66 69 63 63 60

Ar 1º 4 23 25 20 20 20 24 27 23 20 26 26 20 20 20 20 26 20 20 22 24 22 26 26 31 27 23

Mai-08

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,6 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,5 0,5 0,4 0,4 0,3 0,4 0,3 0,3 0,7 0,5 0,4 0,5 0,4 0,4 0,3 0,3 0,3 0,2 0,3 0,3 0,2 0,2 0,2 0,2

Tª Fornalha (ºC) 353 564 655 857 840 727 552 442 506 646 789 888 845 998 420 853 977 968 943 977 988 937 895 890 867 846 831 843 854 902

Tª fumos (ºC) 173 180 180 178 178 179 178 177 180 180 180 178 176 172 153 179 180 180 180 182 183 178 178 179 179 180 178 180 176 174

Sem-Fim 47 49 49 48 49 50 50 48 43 44 44 45 44 39 45 44 48 48 50 42 44 45 42 45 43 43 44 43 47 50

Mov/ Grelha: 1 34 34 34 34 34 34 38 40 40 44 44 44 44 44 35 32 32 31 30 30 30 30 28 30 30 27 26 28 30 30

Mov/ Grelha: 2 30 30 30 31 31 33 35 36 36 36 37 40 44 50 35 30 30 31 30 30 30 30 28 29 30 27 26 28 30 30

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 17 20 18 20 20 20 20 20 20 20

Ar 1º 1 40 40 40 45 41 40 42 40 46 43 44 40 41 40 44 40 40 43 46 44 40 44 44 47 42 40 43 42 41 41

Ar 1º 2 50 50 50 57 53 53 53 57 55 52 56 54 57 51 53 53 57 58 60 63 60 60 62 38 62 60 60 60 59 60

Ar 1º 4 10 10 10 16 19 14 14 10 11 11 16 10 12 13 10 10 10 12 10 16 20 22 22 29 20 23 28 27 20 21

101

Quadro 34 – Valores Operatórios da Fornalha Lambion, Julho e Outubro 2008

Jul-08

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão

(mmbar) 0,6

0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6

0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,6 0,6 0,6 0,5 0,4 0,5

Tª Fornalha (ºC) 659

506 721 700 735 718 678 606 583 695 756 704 734 741 713

659 785 795 796 709 755 853 925 810 848 829 857 857 818

Tª fumos (ºC) 179

178 190 192 191 187 190 173 187 192 190 190 186 188 185

193 190 194 191 183 194 190 188 170 190 188 190 188 181

Sem-Fim 27

34 35 36 39 38 36 24 32 32 36 28 33 32 16

24 31 30 26 20 18 35 33 24 34 35 28 17 27

Mov/ Grelha: 1 36

33 33 35 35 34 38 34 38 32 30 34 35 39 38

34 34 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30

Mov/ Grelha: 2 36

35 32 34 36 35 40 34 36 32 31 34 35 35 36

32 32 36 32 33 32 32 32 30 31 30 29 30 30

Mov/ Grelha: 3 20

20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

Ar 1º 1 35

35 38 36 36 37 34 24 32 30 30 30 30 31 30

20 20 21 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

Ar 1º 2 45

45 48 46 46 47 49 44 47 46 48 46 46 45 41

34 34 37 40 40 43 39 40 36 36 39 40 40 40

Ar 1º 4 10

10 10 10 11 10 10 10 10 10 12 10 10 10 10

10 10 10 10 10 18 16 10 10 10 10 13 20 18

Out-08

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Depressão (mmbar) 0,6 0,5 0,5 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6

0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6

Tª Fornalha (ºC) 726 719 662 603 600 619 753 743 784 669 730 724

619 751 767 682 642 688 700 683 646 607 615 649 576 600 655 829 818 777

Tª fumos (ºC) 190 196 198 193 193 174 191 174 190 187 190 192

169 185 193 180 190 190 190 190 188 189 188 187 176 183 193 191 190 189

Sem-Fim 35 27 29 30 30 32 31 26 41 29 29 16

21 28 29 27 30 27 32 30 32 33 32 32 22 16 21 28 32 32

Mov/ Grelha: 1 40 38 34 39 40 39 40 40 40 40 40 41

40 40 40 40 40 38 36 38 37 36 39 39 38 39 40 39 37 37

Mov/ Grelha: 2 40 37 32 32 40 39 40 40 40 40 40 40

40 40 40 40 39 38 32 34 34 34 37 39 40 40 38 39 37 39

Mov/ Grelha: 3 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Ar 1º 1 30 30 30 30 30 30 30 31 30 30 30 32

30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30

Ar 1º 2 40 41 32 40 40 40 40 40 40 40 40 40

40 40 40 40 40 40 40 40 40 40 41 40 40 40 40 41 43 40

Ar 1º 4 10 17 15 10 10 10 10 10 10 10 10 13

10 10 13 10 10 13 17 15 17 12 11 11 10 10 12 20 21 11

102

7.8. Anexo 8 – Instalações de Gaseificação

Em seguida apresenta-se um esquema e fotografia dos equipamentos de gaseificação e tratamento da

corrente gasosa instalados na ESTG de Portalegre.

Figura 51 – Esquema do Processo de Gaseificação da ESTG Portalegre

Figura 52 – Instalação Piloto de Gaseificação da ESTG Portalegre

103

A figura seguinte representa os equipamentos e instrumentação montados no laboratório do INETI

para a realização de ensaios de gaseificação.

Figura 53 – Diagrama esquemático da instalação de gaseificação do INETI[32]

Legenda:

1 – Funil de Carga 10 – Sistema de Condensação 19 – Contador de Gás

2 - Motor 11 – Colector de Líquido 20 – Sistema Refrigeração Água

3 – Sem-Fim 12 – By-pass 21 – Gerador de Vapor

4 – Tubo de Queda 13 – Filtros de Lã de Vidro 22 – Sistema Aquisição Dados

5 – Gasificador 14 – Filtro 23 – Controlador do Gaseificador

6 – Termopar 15 – Válvula 24 – Banho de Gelo

7 – Caudalímetros 16 – Amostragem de Gás 25 – Reservatório de Água

8 – Sonda de Pressão 17 – Bomba 26 – Indicador de Pressão

9 – Ciclone 18 – Analisadores CO/CO2

104

7.9. Anexo 9 – Variação da Concentração de Sólidos com a Força Centrífuga

Figura 54 – Concentração de SST e ST de Topo em função de RCF

Figura 55 – Concentração de SST Intermédia em função de RCF

4,75

4,80

4,85

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 32000

C T

op

o (g

/l)

RCF

C=13% C=6% CSTTopo (%)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 32000

C In

term

éd

io (

g/l)

RCF

C=6%

105

Figura 56 – Concentração de SST e ST de Base em função de RCF

Figura 57 – Quociente entre a massa de sobrenadante e a massa total em função de RCF

Figura 58 – Concentração de SST e ST de Topo em função do tempo de centrifugação

19

22

25

28

0

10

20

30

40

4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 32000

C B

ase

(g/

l)

RCF

C=13% C=6% CSTBase (%)

90

92

94

96

98

100

4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 32000

ηη ηη(%

)

RCF

C=13% C=6%

4,75

4,80

4,85

4,90

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

5 10 15 20 25 30

C T

op

o (g

/l)

t (min)

C=13% C=6% CSTTopo (%)

106

Figura 59 – Concentração de SST e ST de Base em função do tempo de centrifugação

Figura 60 – Quociente entre a massa de sobrenadante e a total em função do tempo de centrifugação

Figura 61 – Influência de RCF no perfil de CSST para a amostra de CST=6%

22

23

24

25

26

0

5

10

15

20

25

5 10 15 20 25 30

C B

ase

(g/l

)

t (min)

C=13% C=6% CSTBase (%)

90

92

94

96

98

100

5 10 15 20 25 30

ηη ηη(%

)

t (min)

C=13% C=6%

-2,0

2,0

6,0

10,0

14,0

CSS

T(g

/l)

CTopo CIntermédia CBase

4389g 7802g 12191g 17555g 31209g

107

Figura 62 – Influência de RCF no perfil de CST para a amostra de CST=6%

Figura 63 – Evolução da percentagem mássica de Topo e Base com a força centrífuga

Figura 64 – Evolução da percentagem mássica de Topo e Base com o tempo de centrifugação

4

8

12

16

20

24

28

CST

(g/l

)

CTopo CBase

4389g 7802g 12191g 17555g 31209g

21

22

23

24

25

0,15

0,25

0,35

0,45

4389 7802 12191 17555 31209

SS

T T

op

o (

%)

RCF (g)

SSTTopo (%) SSTBase (%)

20

22

24

26

0,25

0,40

0,55

0,70

5 15 30

SS

T T

op

o (

%)

t (min)

SSTTopo (%) SSTBase (%)

108

7.10. Anexo 10 - Taxa de Evaporação do LN nas Eiras

Quadro 35 – Taxa de Evaporação do LN nas Eiras (g/m2.s)[16]

T (ºC) / V (m/s) 1,5 3 4,5

20 0,010 0,015 0,031

30 0,050 0,100 0,180

40 0,150 0,250 0,350

50 0,300 0,500 0,700

Quadro 36 - Dados de Evaporação da Água Recolhidos da Eira de LN

Data T (ºC) TEira (ºC) %H vvento (km/h) Precipitação Exposição Solar H1 (cm) ∆∆∆∆H1 (cm) C (%;m/m) ∆∆∆∆C (%;m/m)

31/3 15

28 11 Não Parcial 34,8

3,26

1/4 14

31 18 Não Total 35,5 0,7 3,36 0,10

2/4 19

37 6 Não Total 36 0,5 3,38 0,02

3/4 18

35 5 Não Total 36,5 0,5 3,13 -0,25

6/4 17

54 26 Não Parcial 37,8 1,3 3,48 0,35

7/4 14

35 21 Não Parcial 38 0,2 3,46 -0,02

8/4 17

27 6 Não Total 38,5 0,5 3,60 0,14

9/4 17 22 43 14 Não Parcial 39 0,5 3,35 -0,26

13/4 17 20,7 49 11 Sim Reduzida 40 1 3,29 -0,06

15/4 8 15,1 92 6 Sim Reduzida 38,5 -1,5

22/4 19

32 11 Não Total

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