Otimização da Central de Utilidades de uma Usina de Açúcar ... · A Usina Santa Cruz é uma...

UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO

ESCOLA POLITÉCNICA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PMC 581 - PROJETO MECÂNICO II

ÁREA DE ENERGIA E FLUIDOS - 1996

TRABALHO DE FORMATURA

Otimização da Central de Utilidades de uma

Usina de Açúcar e Álcool

Autores: Alessandro Barros Greco NºUSP: 2682340

Gilberto Rozenchan NºUSP: 2807586

Orientador: Prof. Dr. Sílvio de Oliveira Jr.

São Paulo

Dezembro de 1996

2

Agradecimentos

Os autores gostariam de agradecer a todos aqueles que colaboraram para a

realização deste trabalho, fornecendo dados, orientação, material bibliográfico ou

simplesmente apoio. Em especial, agradecemos à PhD (e tia) Nancy Rozenchan

(pelo computador e pela paciência); ao Dr. Ronaldo Lerner Vinocur, pela ajuda para

que se conseguisse a visita à Usina; aos engenheiros da Usina Santa Cruz - Marcos

Mônaco e Rudinei Sérgio Pestana - pelos dados fornecidos e atenção dispendida;

aos engenheiros Prof. Dr. Clemente Greco, Fábio de Castro Vincent e Guilherme

Martins Ferreira (pela orientação sobre o que deveria e principalmente sobre o que

não deveria ser feito); ao Engº Samuel Lebensztajn, pelo incentivo, e finalmente ao

futuro engenheiro Elie Barki.

A nossas famílias.

3

“O homem é sábio apenas enquanto

procura a sabedoria; quando pensa tê-la

encontrado, ele é um tolo.”

Salomão ben Judah Ibn Gabirol (1021-1058)

4

Relação de Siglas, Símbolos e Abreviaturas Utilizad as

b.s. - base seca

b.u. - base úmida

cos ϕ - fator de potência

E.E. - energia elétrica

E.T.A. - estação de tratamento de água

I - irreversibilidade (kW)

m - fluxo de massa (kg/s ou t/h)

N.D. - dado não disponível

op. - em operação (em funcionamento)

PCI - poder calorífico inferior

TB - Turbo-Bomba

TC - Toneladas de Cana de Açúcar

TCD - Toneladas de Cana por Dia

TCH - Toneladas de Cana por Hora

TG - Turbo-Gerador

VA - Vapor de Alta Pressão

VE - Vapor de Escape

V1,5 - Vapor de 1,5 kgf/cm2 efetivo

V15 - Vapor de 15 kgf/cm2 efetivo

V21 - Vapor de 21 kgf/cm2 efetivo

W - potência (kW)

η - rendimento / eficiência

Propriedades

T - temperatura (ºC ou K)

P - pressão (bar ou kgf/cm2)

cp - calor específico à pressão constante (kJ/kg K)

cv - calor específico a volume constante (kJ/kg K)

k - cp/cv (adimensional)

h - entalpia (kJ/kg)

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s - entropia (kJ/kg K)

v - volume específico (m3/kg)

ψ - disponibilidade (kJ/kg)

Subscritos

a - ar

b - bagaço de cana

dessup - água de dessuperaquecimento

e - entrada do volume de controle/equipamento

ele - elétrico(a)

g - gases

GE - gerador elétrico

iso - processo isoentrópico

l - líquido

ME - motor elétrico

mec - mecânico(a) (aplicável à definição de rendimentos/eficiências)

o - estado de referência (1 atm e 25 ºC)

s - saída do volume de controle/equipamento

v - vapor

Obs: quando aparecem sozinhos, “e” e “s” referem-se a vapor.

6

Índice

AGRADECIMENTOS..................................... ......................................................................................... 2

RELAÇÃO DE SIGLAS, SÍMBOLOS E ABREVIATURAS UTILIZAD AS.............................................. 4

ÍNDICE.................................................................................................................................................... 6

RESUMO ................................................................................................................................................ 8

1. INTRODUÇÃO.................................................................................................................................... 9

2. A USINA DE AÇÚCAR E ÁLCOOL ANALISADA............ ................................................................ 11

2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS.................................................................................................................. 11

2.2 DOCUMENTOS OBTIDOS JUNTO AO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DA USINA .................................. 11

2.3 CARACTERIZAÇÃO DO SISTEMA ATUAL............................................................................................... 12

2.4 CARACTERIZAÇÃO DOS EQUIPAMENTOS ............................................................................................. 14

2.5 CARACTERIZAÇÃO DOS CONSUMOS DE ENERGIA ELÉTRICA ................................................................ 18

2.6 BALANÇOS DE MASSA E ENERGIA ...................................................................................................... 20

3. ALTERNATIVAS AO SISTEMA ATUAL ................... ....................................................................... 22

3.1 OBJETIVOS ....................................................................................................................................... 22

3.2 CONFIGURAÇÕES ANALISADAS........................................................................................................... 23

3.3 CONSIDERAÇÕES GERAIS.................................................................................................................. 25

3.4 BASES PARA A ELABORAÇÃO DO PROJETO......................................................................................... 27

4. MODELAGEM E SIMULAÇÃO ........................... ............................................................................. 29

4.1 CONCEITOS ...................................................................................................................................... 29

4.2 PROPRIEDADES................................................................................................................................. 30

4.3 EQUIPAMENTOS ................................................................................................................................ 31

4.4 PERDAS............................................................................................................................................ 35

4.5 GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO E TURBINA A GÁS .................................................................................... 36

4.5.1 Gaseificação............................................................................................................................ 36

4.5.2 Turbina a Gás.......................................................................................................................... 39

4.5.3 Caldeira de Recuperação........................................................................................................ 41

4.6 SECAGEM DE BAGAÇO....................................................................................................................... 42

4.7 IMPLEMENTAÇÃO............................................................................................................................... 44

5. RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES....................... ......................................................................... 63

5.1 SISTEMA DE VAPOR DA CENTRAL DE UTILIDADES - SITUAÇÃO ATUAL E ALTERNATIVAS ........................ 65

7

5.2 GASEIFICADOR - TURBINA A GÁS - CALDEIRA DE RECUPERAÇÃO ........................................................ 66

5.3 SISTEMA DE SECAGEM DE BAGAÇO DE CANA ..................................................................................... 70

6. ANÁLISE DOS RESULTADOS, CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕ ES ...................................... 76

6.1 SISTEMA DE VAPOR........................................................................................................................... 76

6.2 GASEIFICADOR - TURBINA A GÁS - CALDEIRA DE RECUPERAÇÃO ........................................................ 85

6.3 SISTEMA DE SECAGEM DE BAGAÇO DE CANA ..................................................................................... 86

6.4 CONSIDERAÇÕES FINAIS ................................................................................................................... 89

7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...................... ........................................................................... 90

8. ANEXOS ........................................................................................................................................... 92

8

Resumo

Este trabalho tem por objetivo analisar a Central de Utilidades de uma Usina de

Açúcar e Álcool, com vistas à proposição de alterações e à adição de novos

elementos à Planta existente, de forma a otimizar sua operação mediante critérios

energéticos, econômicos e ambientais.

Inicialmente, procede-se a um reconhecimento da planta atual, de onde se extraem

as informações necessárias para a modelagem do sistema e análise das condições

de operação vigentes. Numa fase posterior, propõe-se alternativas de utilização do

vapor, reorganização dos equipamentos instalados e aquisição de novos

equipamentos, de maneira a se minimizar as perdas do processo e otimizar o uso

do combustível disponível, com conseqüente ganho em eficiência para a Usina.

9

1. Introdução

A alta taxa de exploração do setor hidrelétrico brasileiro, cujo potencial de expansão

está praticamente esgotado, aliada à crescente demanda de energia elétrica

verificada nos anos 90, projetam para médio prazo o colapso do fornecimento de

energia elétrica do modo como ele hoje se apresenta no país.

É neste cenário que retoma-se atualmente a discussão sobre a geração de energia

elétrica descentralizada, por intermédio dos autoprodutores e dos produtores

independentes de energia. Neste contexto, os projetos de cogeração têm sido

impulsionados não apenas como forma de economia de gastos ou obtenção de

lucros, mas principalmente como um meio de se garantir a confiabilidade no

fornecimento de energia.

Não se pretende neste trabalho analisar a evolução histórica da geração

descentralizada de energia no Brasil e no Mundo, nem tampouco traçar um

panorama do setor Sucro-Alcooleiro no Brasil, de forma a situar este trabalho no

contexto cronológico e político do assunto. Tais abordagens podem ser

detalhadamente encontradas em WALTER [10] e outras referências.

Especificamente aqui procurar-se-á analisar a perspectiva de otimização de

geração e consumo de energia em uma Usina de Açúcar e Álcool particular, para

que se possa enxergar pela ótica da própria empresa a influência do acima exposto.

As Usinas de Açúcar e Álcool são os maiores produtores potenciais de energia

elétrica independentes. Por intermédio de contatos feitos com várias indústrias do

Estado de São Paulo, pôde-se verificar que a grande maioria produz energia

apenas para o auto-consumo, uma vez que a instabilidade do fornecimento (devida

aos períodos de safra e entressafra e à inconstância da qualidade e quantidade do

bagaço de cana disponível, que é o combustível utilizado nas caldeiras), aliada às

baixas tarifas pagas pelas concessionárias para compra de energia inviabilizam a

venda de energia elétrica para a rede por parte das Usinas. As poucas Usinas que

10

chegaram a vender para a rede (operação em paralelo) alegam que este

procedimento não é mais adotado, dada sua condição anti-econômica.

No entanto, com vistas ao real crescimento da demanda e à precariedade do

sistema atual de fornecimento e distribuição de energia, e levando-se em conta as

discussões atuais sobre o programa de privatização do setor energético (várias

geradoras, distribuidoras e concessionárias devem ser privatizadas no prazo de dois

anos), torna-se favorável o panorama para investimentos em cogeração a médio

prazo, pois as tarifas de energia elétrica projetadas para um futuro próximo

viabilizam a idéia economicamente. Além disso, as tecnologias de cogeração estão

em franco desenvolvimento (por exemplo, a gaseificação de bagaço de cana para

sua utilização em turbinas a gás), reduzindo custos de produção e permitindo maior

flexibilidade de opções para sua implantação. Estes são os maiores insumos da

motivação deste trabalho.

A metodologia de realização do trabalho envolveu a visita a uma Usina de Açúcar e

Álcool para aquisição de dados e familiarização com a planta e com o processo

atuais. Com base nas informações coletadas foram elaborados balanços de massa

e de energia para a determinação da real condição de operação da Usina, condição

esta que serviria como base para o desenvolvimento das alternativas.

As diversas alternativas ao sistema atual foram simuladas e comparadas mediante

critérios técnicos, como geração de energia, eficiência da planta, etc., de forma que

ao final se chegasse às soluções mais propícias à execução.

11

2. A Usina de Açúcar e Álcool Analisada

A Usina analisada é a Usina Santa Cruz, pertencente ao grupo OMETTO, PAVAN

S/A. - Açúcar e Álcool, situada em Américo Brasiliense - SP. A visita foi realizada no

dia 06/06/1996, e envolveu um reconhecimento pelas áreas da Central de

Utilidades, Setor de Produção de Açúcar e Setor de Produção de Álcool, além de

análise dos fluxogramas de processo e entrevistas com os engenheiros de

processo da Usina.

2.1 Considerações Iniciais

A Usina Santa Cruz é uma Usina Anexa (terminologia que se refere a uma Usina

que produz açúcar e álcool simultaneamente), situada entre as dez maiores do país

em processamento de cana de açúcar. Seus produtos finais são o açúcar cristal

(ele é refinado pela COPERSUCAR), álcool anidro e álcool hidratado. A Usina é

auto-suficiente em energia elétrica, porém não vende mais seu excedente de

energia para a rede, devido à pequena quantidade (no máximo 1 MW) e

instabilidade do fornecimento, que não atendem aos padrões da concessionária. A

auto-suficiência é mantida com o acúmulo de bagaço de cana (ao ar livre) durante a

safra para posterior utilização no período da entressafra.

2.2 Documentos Obtidos Junto ao Departamento de Eng enharia da Usina

Os seguintes relatórios, desenhos e fontes de informação foram fornecidos pelo

pessoal técnico da Usina Santa Cruz e formam a base para a modelagem do

sistema em operação na Usina:

• “Balanço de Massa e Energia - Processo Atual - Safra 88/89 - Moagem 750 TCH”

- Desenho Nº PJ 275.200.00.00 Empral;

• Boletim de Análises - Período de 17/08/95 a 17/08/95 (1 dia inteiro da safra);

12

• Relatório “Avaliação das Potências e Consumos das Turbinas a Vapor na Usina

Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, CTDI-986-86/87, Divisão Industrial, Setembro

de 1986;

• Relatório “Balanço Energético da Usina Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, CTDI-

1580- 86/87, Divisão Industrial, Dezembro de 1986;

• Relatório “Avaliação Econômica da Geração de Excedentes de Energia Elétrica

na Usina Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, Divisão Central de Economia da

Tecnologia, Agosto de 1993;

• Relatório “Avaliação Técnica para Instalação de Caldeiras de Alta Pressão -

Usina Santa Cruz OP (Nº 4113.93.08.06)” - COPERSUCAR, CTTI-4-197.93/94.

2.3 Caracterização do Sistema Atual

A operação do sistema de vapor é muito oscilante devido tanto ao curto período de

safra quanto à variação da qualidade do bagaço. Deve-se entender que a cana

pode ser cortada manual ou mecanicamente; no corte mecânico, a cana é

praticamente “arrancada” da terra pela máquina, levando sua raiz junto,

diferentemente do corte manual, onde o “bóia fria” corta a cana pouco acima da

raiz. Como a procedência da cana se dá indistintamente por plantações que

aplicam um ou outro método de colheita, e posto que a composição da raiz difere

em muito da composição química da própria cana, a composição do bagaço

acompanha essas oscilações, com conseqüente variação do seu PCI.

Posto isto, adotou-se como sistema base aquela constante do fluxograma de

balanços acima citado, corrigido por observações dos engenheiros de processo

Marcos Mônaco e Rudinei Sérgio Pestana, além de observações feitas em campo,

por ocasião da visita. Os dados dos equipamentos também constam do fluxograma,

também corrigidos pelos engenheiros, ou foram retirados dos relatórios da

COPERSUCAR. Apenas no caso das turbinas e geradores da cogeração, de maior

interesse para este trabalho, foram tomados os dados de placa (as curvas destas

turbinas foram solicitadas junto aos seus fabricantes).

13

O sistema atual, que pode ser encontrado no fluxograma 1 (em anexo), constitui-se

basicamente de 3 (três) níveis de pressão do vapor. O vapor é gerado a 21kgf/cm2

(man.) e 300ºC, sendo utilizado para geração de energia, acionamento das bombas

de água de alimentação das caldeiras e dos desaeradores, acionamento das

moendas de cana e outras máquinas envolvidas no preparo da cana e fabricação

do álcool. Parte do vapor é expandido para 15kgf/cm2 e 220ºC (há um

dessuperaquecimento que utiliza água de alimentação das caldeiras), que por sua

vez é empregado no acionamento das turbobombas da destilaria, das centrífugas e

secadores de açúcar e na regulagem da pressão do vapor de escape (VE) do balão

de VE (é deste balão que sai o vapor utilizado no processo de fabricação do álcool).

Todas as turbinas da Usina, sejam de geração de energia ou de acionamento de

equipamentos de processo, possuem apenas uma saída em contrapressão para o

terceiro nível de pressão, que é de 1,5kgf/cm2 (135ºC). A pressão no coletor de

vapor de 1,5kgf/cm2 (denominado de VE) é regulada pelo coletor de 15kgf/cm2,

através de uma válvula redutora. O VE é o vapor utilizado pelos processos de

produção de açúcar e álcool, localizados em outros setores da Usina, e possui

temperatura especificada de 135ºC.

Todos os três coletores possuem válvulas de alívio. O condensado que retorna do

processo se mistura à água de make-up (ou reposição) proveniente das duas E.T.A.

(Estação de Tratamento de Água) na Caixa de Água de Alimentação, de onde é

enviado aos dois desaeradores (em paralelo), sofrendo aquecimento devido à

mistura com vapor do coletor de VE. A água que sai dos desaeradores é então

bombeada para as caldeiras, fechando assim o ciclo.

Há 2 (duas) caldeiras-reserva que podem produzir vapor a 15kgf/cm2, e que

normalmente não operam, sendo acionadas somente se houver uma queda

repentina da pressão nos coletores ou um aumento programado da demanda de

vapor.

A análise da utilização do vapor pelos processos de fabricação de açúcar e álcool

não pertence ao escopo deste trabalho; o vapor que vai para estes processos foi

14

modelado como um consumo de VE que implica numa determinada taxa de retorno

de condensado (líquido saturado), e para efeito de cálculos a relação retorno de

condensado/consumo de vapor é um percentual entálpico fixo.

2.4 Caracterização dos Equipamentos

Os equipamentos aqui referidos podem ser visualizados segundo o fluxograma 1

(em anexo).

• Caldeiras de 21kgf/cm2

Tabela 2.4.1 - Produção e Eficiência das Caldeiras de 21kgf/cm 2

Nº Fabricante Capacidade

(tv/h)

ηηηη teórico (%)

(Fabricante)

ηηηη estimado (%)

(Copersucar)

6 Dedini 54 61 61

7 Dedini 54 72 68

8 Dedini 54 72 68

9 Dedini 65 72 72

10 Dedini 65 72 72

11 Conterma 90 78 78

12 Conterma 90 78 78

15

• Caldeiras de 15kgf/cm2

Tabela 2.4.2 - Produção e Eficiência das Caldeiras de 15kgf/cm 2

Nº Fabricante Capacidade

(tv/h)

ηηηη teórico (%)

(Fabricante)

ηηηη estimado (%)

(Copersucar)

4 Dedini 25 61 61

5 Dedini 32 61 61

• Turbogeradores da Cogeração

TG1

- Fabricante: M.DEDINI S/A Metalúrgica

- Modelo: DME 560 - Turbina de Contrapressão de Múltiplos Estágios

- Potência Nominal: 6000 kW

- Rotação Nominal: 5983 rpm

- Pressão de Admissão (Nominal): 19kgf/cm2

- Pressão de Admissão (06/06/96): 20,5kgf/cm2

- Temperatura de Admissão (Nominal): 280ºC

- Temperatura de Admissão (06/06/96): 300ºC

- Contra-Pressão (Nominal): 1,5 kgf/cm2

- Contra-Pressão (06/06/96): 1,7 kgf/cm2

- Temperatura do VE (06/06/96): 140ºC

Alternador acoplado ao TG1

- Fabricante: SIEMENS

- Modelo: N.D.


- Frequência: 60 Hz

- cos ϕ: 0,8

- Tensão: 13800V

- Potência Máxima: 7500 kVA

- Classe de Isolação: F

- Proteção: IP54

16

TG2

- Fabricante: KAWASAKI

- Modelo: RPL 30


- Rotação Nominal: N.D.

- Pressão de Admissão (Nominal): N.D.

- Pressão de Admissão (06/06/96): 20kgf/cm2

- Temperatura de Admissão (Nominal): N.D.

- Temperatura de Admissão (06/06/96): N.D.

- Contra-Pressão (Nominal): N.D.

- Contra-Pressão (06/06/96): 1,6 kgf/cm2

- Temperatura do VE (06/06/96): N.D.

Alternador acoplado ao TG2

- Fabricante: Asea Brown Boveri

- Modelo: WGG 710 Bra 4



- cos ϕ: 0,8

- Tensão: N.D. (estimada em 13800 V)

- Potência Máxima: N.D. (estimada em 3750 kVA)

- Classe de Isolação: N.D.

- Proteção: IP44

TGres (turbogeradores em stand-by - 2 unidades)

- Fabricante: M.DEDINI S/A Metalúrgica

- Modelo: 85 C



- Pressões e Temperaturas Nominais e Reais: N.D.

Alternadores acoplados aos TGres

- Fabricante: MAUSA

- Modelo: LD4 / 1500


17


- cos ϕ: 0,8

- Tensão: N.D. (estimada em 13800 V)

- Potência Máxima: estimada em 1500 kVA

- Classe de Isolação: N.D.

- Proteção: N.D.

• Moendas

Moenda 34” x 66”

- Moagem: 7440 TCD

Tabela 2.4.3 - Turbinas de Acionamento da Moenda 34 ”x66”

Fabricante Quantidade Modelo Potência (kW) Área de Util ização

Dedini 01 55 C 552 Preparo de Cana

Dedini 01 70 C 883,2 Preparo de Cana


Dedini 03 70 C 883,2 Moagem

Moenda 37” x 78”

- Moagem: 10560 TCD

Tabela 2.4.4 - Turbinas de Acionamento da Moenda 37 ”x78”

Fabricante Quantidade Modelo Potência (kW) Área de Util ização

Dedini 02 70 C 883,2 Preparo de Cana


Dedini 03 85 C 1104 Moagem

18

• Turbo-Bombas

Tabela 2.4.5 - Turbo-Bombas do Sistema de Vapor

Área Quant. Modelo Potência

(kW)

Qágua

(m3/h)

∆∆∆∆H

(m.c.a.)

ηηηηbombas

Água p/ Caldeiras 04 (03 op.) 55 CE 206,1 145 300 0,6

Água p/ Desaeradores 01 (op.) 140 C 72,0 405,5 45 0,7

Água p/ Destilaria 03 (02 op.) 55 C 478,4 6000 40 0,7

Água p/ Fabricação 04 (03 op.) 40 C 368,0 6300 35 0,7

• Moto-Bombas (Obs: Todas em Stand-By)

Alimentação das Caldeiras Alimentação dos Desaerador es

- Quantidade: 01 - Quantidade: 03

- Fabricante : KSB - Fabricante e Modelo: N.D.

- Modelo: WL 125/2 - Vazão Nominal: 100 m3/h

- Potência: 257,6 kW

2.5 Caracterização dos Consumos de Energia Elétrica

Os consumos de energia elétrica foram tomados de leituras dos painéis da sala de

controle das turbinas da cogeração e são os seguintes (tensão de fornecimento =

13800 V):

19

Tabela 2.5.1 - Consumos Internos de Energia Elétric a

Consumidor Corrente (A) Potência (kW)

Destilaria 76 1048,8

E.T.A. - Fabricação 41 565,8

Exaustores Caldeiras Pares 50 690,0

Exaustores Caldeiras Ímpares 27 372,6

Apoio 10 138,0

Casa de Força (Fábrica de Açúcar) 90 1242,0

Serviços Auxiliares (Iluminação, Tomadas, etc.) 8 110,4

Lavagem de Cana 16 220,8

Total 318 4388,4

Este consumo total, no entanto, mostra-se inferior ao consumo verificado pelos

estudos da COPERSUCAR, o que nos leva a entender que trate-se de uma

abordagem incompleta da Usina. Para todos os efeitos, adotar-se-á o valor de

consumo específico observado pela COPERSUCAR, de 10,4 kW/TCH.

Tabela 2.5.2 - Parâmetros de Energia Elétrica da Pl anta - Processamento de 775 TCH

Específica (kW / TCH) Total (kW)

E.E. Gerada 11.6 9000

E.E. Consumida 10.4 8060

E.E. Excedente (vendida) 1.2 940

Todos os parâmetros de E.E. específicos da tabela 2.5.2 (em kW/TCH) podem ser

tomados como índices de avaliação do desempenho energético da Usina, e

serviram como referência de comparação com as alternativas propostas por este

trabalho. Entende-se assim que estes eram índices que também deveriam ser

otimizados.

20

2.6 Balanços de Massa e Energia

A partir deste item passamos a utilizar as denominações V21, V15 e V1.5 para os

níveis de pressão dos coletores de 21, 15 e 1,5 kgf/cm2, respectivamente.

As pressões em questão são efetivas. Para efeito de obtenção um balanço inicial a

ser tomado como base, tomou-se como referência a moagem de 775 TCH

(17/08/1995), o que equivale a 18600 TCD. As hipóteses e referências em que se

baseiam os balanços são as seguintes:

• Pressão barométrica local (Américo Brasiliense, 06/06/1995): 705 mmHg;

• Regime Permanente;

• g = 9,8 m/s2;

• relação bagaço/cana : 266 kg bagaço / TC (Copersucar);

• PCI do bagaço (50,83% de umidade - base úmida): 7367,36 kJ/kg;

• Caldeiras em Operação: 7, 8, 9, 10, 11, 12 (há sempre uma em stand-by);

Os balanços de massa e energia completos podem ser encontrados nas planilhas

em anexo. Os balanços de energia constam simplesmente da aplicação do 1º

Princípio da Termodinâmica aos equipamentos onde ocorre troca de calor, mistura

ou separação de fluxos de entalpias diferentes (desaeradores,

dessuperaquecedores, etc.), podendo-se assim determinar as características dos

fluxos intermediários entre os diversos componentes. Para os elementos onde foi

feito este balanço, automaticamente já se fez o balanço de massa.

Um balanço de massa (referente à continuidade da massa de vapor) mais

específico foi também feito separadamente para cada um dos coletores, baseado

nos fluxos de entrada e saída (vide fluxograma 1). Este balanço serve, sobretudo,

para a convergência e unicidade dos valores do sistema e durante sua fase de

elaboração foi o responsável pela detecção de incompatibilidades entre alguns

dados coletados, para posterior checagem e correção junto aos engenheiros da

Usina.

21

A modelagem de cada equipamento e a descrição dos procedimentos de simulação

e convergência do sistema, tanto para a determinação da condição atual como para

o estudo das alternativas, serão vistas mais adiante.

22

3. Alternativas ao Sistema Atual

3.1 Objetivos

As alternativas a estudadas objetivaram a otimização da Central de Utilidades

existente atualmente na Usina, segundo os critérios de:

• Máxima Eficiência Energética;

• Máxima Eficiência Exergética;

• Mínimo Custo Operacional;

• Mínimo Investimento Inicial;

• Mínima Emissão de Poluentes;

• Alta Confiabilidade no Fornecimento de Energia Elétrica;

• Alta Confiabilidade no Fornecimento do Vapor Especificado para Processo;

• Alta Flexibilidade de Operação.

Procurou-se a alternativa que melhor satisfizesse a uma solicitação ponderada

destes critérios, entre outros. O objetivo final pode ser traduzido como redução das

perdas e irreversibilidades do sistema, com conseqüente aumento da lucratividade

da Usina.

Fica evidente - ao se perceber a baixa eficiência de algumas das máquinas, as

perdas de vapor, a quantidade de vapor que passa por válvulas redutoras, etc. - que

muito se pode melhorar na configuração atual. Este sistema, no entanto, trata-se de

uma configuração que já foi melhorada pela COPERSUCAR em 1986, quando

foram instalados os desaeradores, o TG de 6000 kW, passando-se os 2 de 1200

kW para stand-by, etc.

Segundo um estudo da COPERSUCAR de 1993, as caldeiras 6, 7, 8, 9 e 10

possuem mais cerca de 7 anos de vida útil, o que faz pensar que, ao término deste

prazo, seria mais viável e interessante a implantação de soluções que considerem a

troca das caldeiras existentes por caldeiras de pressão mais elevada (62, 80 bar).

23

Cabe ressaltar que, apesar das altas perdas que se observam no sistema de vapor

da Usina, e esta consideração estende-se para várias outras Usinas similares, o

processo de produção de açúcar e álcool se mantém altamente lucrativo, o que leva

os empresários do setor a não se preocuparem com os baixos índices de eficiência

do processo. Esta postura, aliada às baixas tarifas de venda de eletricidade, tem

resultado na não-execução de vários projetos de cogeração e otimização já

desenvolvidos para o setor.

3.2 Configurações analisadas

Todas os sistemas propostos tiveram o cuidado de procurar a maior taxa de

utilização possível dos equipamentos já existentes. Em linhas gerais, as principais

alternativas são:

Sistemas com Turbinas a Vapor de Contra-Pressão

Consistem em se gerar o vapor a uma pressão mais elevada (62/80 bar manom. -

VA) e fazê-lo passar por um TG de contra-pressão cuja saída se dá em V21 (e/ou

V15). Esta configuração permite que se considerem variações de arranjos: pode-se

trabalhar com caldeiras de alta pressão gerando todo o vapor, ou manter-se as

caldeiras de V21 em operação; pode-se realizar toda a geração elétrica nos TGs de

alta pressão, deixando o V21 apenas para acionamento das turbomáquinas de

processo, ou manter-se a geração dos TGs atuais; pode-se ainda utilizar um TG

com extração em V21 e contra-pressão em V1,5, o que forneceria também parte do

vapor de processo (vide fluxograma 2 em anexo).

A geração de vapor numa pressão mais alta faz surgir um nível de pressão (V21)

entre a pressão de geração de vapor (VA) e pressão de consumo para processo

(V1,5). Esta pressão continua sendo necessária para o acionamento das turbinas

de acionamento de moendas, bombas, etc., posto que a substituição das máquinas

existentes por turbinas com admissão em VA (com conseqüente substituição das

linhas de vapor, etc.) teria custo inicial proibitivo, face aos ganhos energéticos

projetados.

24

O aumento da eficiência do ciclo com a introdução da geração numa pressão mais

alta justifica-se pela temperatura mais elevada de geração de vapor, o que implica

num maior rendimento térmico do ciclo de geração ideal. Pretende-se assim elevar

a relação potência/calor da planta, entre outros parâmetros; uma vez que o calor

rejeitado para o processo tem quantidade e temperatura especificadas, a geração

em VA tende a elevar a produção de energia elétrica total. WALTER [10] analisa

detalhadamente os efeitos da geração de vapor a pressões elevadas sobre a

potência gerada, a qualidade do vapor de processo, efeitos sobre a geração de

potência mecânica, etc.

Sistemas com Turbinas a Vapor de Extração - Condens ação

A intenção de se utilizar a condensação é a rejeição de parte do calor a

temperaturas inferiores, o que também contribui para o aumento do rendimento

térmico do ciclo. Sistemas que utilizem turbinas unicamente de condensação não

foram estudados, pois caracterizam uma finalidade exclusiva de geração de energia

elétrica, o que não condiz com o contexto do trabalho.

Os sistemas de extração-condensação também envolvem a geração de VA, neste

caso em pressões até mais elevadas, da ordem de 80-100 bar manométricos. A

extração se daria em V21, para alimentação das demais turbomáquinas. Pode-se,

todavia, trabalhar com duas extrações, a segunda em V1,5, com o objetivo de

regular a pressão do vapor que vai para o processo. Deve-se, no entanto, observar

a manutenção de uma condensação mínima para efeito de eficiência e durabilidade

do TG (vide fluxograma 3 em anexo).

25

Sistemas com Turbinas a Gás e Caldeiras de Recupera ção

A gaseificação do bagaço para queima em turbinas a gás (aeroderivadas ou

originalmente estacionárias - “heavy duty’) é uma alternativa a ser amplamente

analisada, embora a tecnologia para isto ainda não esteja totalmente dominada,

acarretando, geralmente, em inviabilidade econômica e grandes alterações na

planta (eletrificação de processos mecânicos, instalação de centrais de

processamento de bagaço, etc.). Neste trabalho foram analisados apenas sistemas

com turbinas aeroderivadas, devido à maior eficiência térmica e flexibilidade

operacional, menores custos unitários e manutenção mais simples.

Basicamente, toda a geração elétrica da planta fica a cargo da turbina a gás, sendo

seus gases de escape aproveitados por uma caldeira de recuperação que produz

vapor em V1,5 para o processo. Uma outra alternativa é se produzir vapor a uma

pressão mais alta, para alimentar um ciclo de geração a vapor (Rankine), o que

caracteriza o ciclo combinado; esta opção, no entanto, mostra-se menos viável para

períodos de entressafra, quando pode haver necessidade de injeção de vapor na

turbina a gás para complemento energético e aumento do rendimento do ciclo (vide

fluxograma 4 em anexo).

3.3 Considerações Gerais

Grande parte das alternativas aqui propostas caracterizam sistemas em “cascata”,

onde o vapor possui pelo menos três níveis de pressão; entre o primeiro e o

segundo (VA - V21) produz-se energia elétrica, entre o segundo e o terceiro (V21 -

V1,5) produz-se potência mecânica (e opcionalmente energia elétrica), e entre o

terceiro nível de pressão e o “ambiente” (processo) troca-se calor. Esta

configuração em cascata visa o máximo aproveitamento da energia disponível no

vapor gerado.

Há de se considerar, em vários casos, a eletrificação parcial ou total dos processos

de fabricação, moagem, etc., que hoje são acionados por turbinas de baixa

eficiência. Em certas alternativas, esta é uma opção quase indispensável (por

26

exemplo, turbina a gás sem ciclo combinado), porém geralmente acarreta grandes

investimentos e aumento da complexidade do sistema elétrico. Por outro lado, o

sistema de vapor fica menos suscetível a desequilíbrios originários de variações

momentâneas da produção, o que garante a estabilidade do sistema, muito

importante no que diz respeito ao fornecimento de V1,5 para processo.

Todos os sistemas de vapor possuem válvulas redutoras entra as diferentes

pressões de trabalho, visando um controle das pressões dos coletores face a

eventuais desequilíbrios ou paradas de equipamentos, garantindo o fornecimento

de vapor na qualidade desejada. A passagem do vapor por estas válvulas, no

entanto, representa grandes irreversibilidades, sendo que sempre é preferível que o

vapor produza trabalho ao sofrer redução de pressão. Desta forma, as alternativas

propostas idealizam que o controle da pressão do vapor nos coletores seja efetuado

pela extração dos TGs, maximizando o aproveitamento exergético do sistema. As

válvulas redutoras, porém, devem ser mantidas no arranjo físico, devido a restrições

operacionais dos TGs.

Outro ponto que merece especial atenção refere-se à umidade do bagaço de cana.

Na data tomada como referência (17/08/95) a análise do bagaço indicava 50,83%

de umidade (massa - b.u.) no bagaço amostrado. Conforme foi observado na visita,

o bagaço proveniente da moagem (ele é o último resíduo do processo de extração

do caldo) é imediatamente depositado sobre uma esteira que corre por cima das

caldeiras; parte do bagaço cai para dentro das fornalhas e o excedente é

descarregado numa pilha ao final da esteira, ao ar livre. Em épocas de menor

processamento de cana (entressafra), há uma esteira auxiliar que corre em sentido

oposto, trazendo o bagaço da pilha para complementar a combustão.

O bagaço é desta forma consumido sem nenhuma forma de pré-tratamento, o que

permite que ele apresente este alto teor de umidade na entrada das fornalhas. Isto

explica seu baixo PCI, pois boa parte do calor liberado na combustão acaba sendo

utilizado para converter a umidade presente no combustível em vapor, que por sua

vez é liberado para a atmosfera. Uma consideração feita nas análises deste

trabalho foi a de se implementar um processo de secagem do bagaço,

27

possivelmente utilizando-se os gases de exaustão das caldeiras para efetuar a troca

de calor necessária (possuem temperatura relativamente alta e baixo teor de O2, o

que diminui o risco de explosões). Este processo visa melhor aproveitamento

energético do bagaço, com consequente economia de combustível.

As características do Sistema de Vapor da Usina, em especial a presença de

grande número de caldeiras e geração de vapor a 21 kgf/cm2, denotam que a

produção de E.E. sempre foi voltada para o auto-consumo ou geração de pequeno

excedente, e que não houve um planejamento global do sistema quando de sua

implantação, sendo que as expansões no sistema foram executadas à base de

“remendos”. Isto posto, observa-se grande potencial energético e tecnológico de

implantação de alternativas de otimização da Central de Utilidades da Usina.

3.4 Bases para a Elaboração do Projeto

O presente projeto foi desenvolvido dentro de um escopo que envolve as seguintes

premissas e restrições:

• Os estudos e alterações limitam-se à Central de Utilidades da Usina, pela qual

entende-se o sistema de geração e distribuição de vapor, produção de potência

elétrica e mecânica, não constituindo objeto deste trabalho as fábricas de açúcar

e álcool ou como o vapor é utilizado nos processos de aquecimento nas

mesmas;

• Os fluxos de vapor utilizados para aquecimento ou acionamento de

turbomáquinas dos processos de produção de açúcar e álcool serão mantidos

inalterados, concordando com a filosofia de não se interferir nestes processos;

desta forma, entende-se que o calor rejeitado pelo ciclo manter-se-á constante,

bem como a temperatura em que este é rejeitado;

• As alternativas estudadas visam a maximização da geração de energia elétrica e

da eficiência com que a mesma é gerada, em contrapartida à geração de um

28

excedente de bagaço. Por segurança, a análise sempre considera uma pequena

margem de bagaço excedente;

• A análise foi feita para o período da safra, para uma moagem de 775 TCH, não

levando em consideração a entressafra ou o funcionamento da Central de

Utilidades em carga parcial; entretanto, as alternativas propostas procuraram

conferir flexibilidade ao sistema, de modo que este atenda às diferentes

condições de operação;

• O projeto visa o máximo aproveitamento dos equipamentos existentes na Central

de Utilidades, desde que isto não acarrete em prejuízo para os mesmos ou para

o processo; isto implica na manutenção das condições de operação de bombas,

turbinas, etc., o que acarreta em restrições tais como a necessidade de se

manter a pressão e a temperatura dos coletores, entre outros;

• Será mantido o caráter de “independência energética” da Usina, o que significa

dizer que trabalhar-se-á apenas com o bagaço disponível como combustível. Não

será considerada a hipótese de complementação energética com a compra de

um combustível auxiliar (nem mesmo sendo bagaço de outra Usina), o que

concorda com a filosofia de “ver o que dá para se fazer com o que se tem

disponível”, que é a tônica deste trabalho.

29

4. Modelagem e Simulação

4.1 Conceitos

O instrumento que permitiu as análises das diferentes alternativas para a Central de

Utilidades foi a simulação computacional do sistema para cada configuração.

Dada a complexidade do sistema (vide item 2 e fluxogramas em anexo) e o grande

número de parâmetros e equipamentos envolvidos, o processamento manual das

informações constituir-se-ia em trabalho longo e demorado, além de apresentar

maior susceptibilidade à ocorrência de erros, dificuldade para detecção dos

mesmos e perda em flexibilidade de cálculo.

Desta forma, a modelagem e simulação computacional permitiu grande economia

de tempo e de cálculos, inclusive facilitando a adaptação dos cálculos para as

diversas configurações.

A modelagem dos equipamentos, já desenvolvida no 1º semestre por ocasião da

elaboração dos balanços de massa e energético da planta para a condição base de

operação, foi estendida para os novos equipamentos a serem incluídos no sistema,

de forma a compatibilizar os fluxos e convergir o sistema para a nova condição de

operação.

A caracterização da modelagem de cada equipamento será descrita em detalhe a

seguir. Também foi executada uma modelagem do processo de secagem de

bagaço (integrado com a operação das caldeiras) e do funcionamento das turbinas

a gás. Em ambos os casos, que serão descritos posteriormente, foi realizada uma

análise de sensibilidade que visou uma otimização discreta do fenômeno,

resultando numa condição de operação ideal (ou simplesmente viável) para estes

processos.

30

4.2 Propriedades

Para a agilização e automatização dos cálculos foi necessária a elaboração de

rotinas que fornecessem os valores das propriedades da água nas regiões de

saturação e de vapor superaquecido.

Foi criado um banco de funções baseado nas correlações matemáticas encontradas

por IRVINE [4], do qual constam Temperatura de Saturação (em função da

pressão), Pressão de Saturação (em função da temperatura ), Entalpia, Entropia,

Volume Específico (para líquido e vapor saturados e para vapor superaquecido,

dados pressão e temperatura).

Foi desenvolvida também uma expressão para a Disponibilidade ou Exergia na

região de saturação e para o vapor superaquecido, admitindo-se o estado de

referência a 25ºC (298.15 K). Considerou-se, para o cálculo de exergia, variações

de energia cinética e potencial nulas, o que permitiu definir-se exergia pela seguinte

expressão: ψ = (h - ho) - To(s - so) .

Com relação às propriedades dos gases de combustão (necessárias aos balanços

de secagem, da turbina a gás e outros), os calores específicos médios (calor

específico médio = ∆h / ∆T = integral do calor específico com relação à temperatura

dentro de um certo intervalo de temperatura, dividida pelo mesmo intervalo) foram

obtidos pela integração das correlações de Passut & Danner e de Scott & Sonntag

(retirados das referências [2] e [8], respectivamente).

Além da capacidade de secagem dos gases, os cps médios dos gases foram

utilizados para o cálculo da temperatura de chama adiabática (sem dissociação) nas

reações de combustão, um fator de restrição nas simulações de turbinas a gás (não

se pode ultrapassar os 1200ºC na entrada da turbina).

As demais propriedades utilizadas foram tomadas das diversas referências e

admitidas constantes (obs.:o PCI do bagaço de cana se refere a 25ºC e 1 atm).

31

4.3 Equipamentos

As hipóteses consideradas no equacionamento de cada equipamento (balanços de

massa, de energia, rendimento de processos, etc.) e do sistema como um todo são

as seguintes:

• Regime permanente - é o que se supõe ao se procurar um ponto de operação,

porém não é o que se observa na prática;

• Variações de energia cinética e potencial desprezíveis - exceto nas bombas de

água dos desaeradores e das caldeiras, onde leva-se em conta a altura

manométrica de bombeamento, além de perdas de carga; nos demais

equipamentos, por não se dispor de desenhos construtivos ou folhas de

especificação (além de não terem sido levadas a cabo medições de fluxo ou de

equipamentos em campo por ocasião da visita à Usina), não há condições de se

determinar tais quantidades;

• Perda de carga desprezível nas tubulações de interligação dos equipamentos -

exceto nas tubulações de recalque das bombas;

• As propriedades do líquido comprimido são semelhantes à do líquido saturado à

mesma temperatura - devido à escassez de dados sobre as propriedades do

líquido comprimido.

Demais hipótese admitidas no equacionamento serão especificadas em separado

para cada equipamento.

32

Caldeiras (para simbologia, vide fluxogramas em anexo)

Balanços de Massa: vapor → mve = mvs

combustão → mbe + mae = mgs

Balanço de Energia: mvs x (hs - he) = ηcaldeira x (mb x PCIb)

Hipóteses: - não há perda de água por purga do tubulão;

- a combustão se dá com excesso de ar de 35% (usual para caldeiras

tipo grelha basculante e ferradura, queimando bagaço de cana).

Turbinas

Balanço de Massa: madmissão = Σ mextrações

Balanços de Energia para cada Estágio:

η1a lei = (he - hs) / (he - hsiso)

η2a lei = (he - hs) / (ψe - ψs)

Wmec = me x (he - hs) x ηmec

Wele = Wmec x ηGE

Wturbina = Σ Westágios

Válvulas Redutoras de Pressão / Dessuperaquecedores

Balanço de Massa: me + mdessup = ms

Balanço de Energia: me x he + mdessup x hdessup = ms x hs

Hipóteses: - a queda de pressão do vapor em sua passagem pela

válvula é um processo isoentálpico (válvula adiabática);

- a regulagem do fluxo de água de dessuperaquecimento se dá

visando a manutenção das condições do vapor na saída.

Consumos de Vapor para Processo

Taxa de Retorno de Condensado = ms / me

Perdas de Vapor no Processo = me - ms

Condição de Saída do Condensado: hs = hlíquido saturado (Ps)

Ps = Pe

33

Coletores

Balanço de Massa: Σ me = Σ ms

Balanço de Energia: hs = Σ (me x he) / Σ ms

Hipóteses: - condições de P e T fixadas por exigência dos processos e turbinas

existentes;

- perdas térmicas para o ambiente desprezíveis.

Caixas (Caixa de Água de alimentação, Balão de VE)

Balanço de Massa: Σ me = Σ ms

Balanço de Energia: Σ (ms x hs) = Σ (me x he)

Hipótese: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa isolação).

Desaerador

Balanço de Massa: Σ me = ms

Balanço de Energia: ms x hs = Σ (me x he)

Hipóteses: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa

isolação);

- o processo de desaeração não tem influência sobre os balanços.

Obs.: O fluxo de V1,5 para o desaerador é regulado visando-se a manutenção das

condições de saída da água que vai para as caldeiras.

Tanque de Flash

Balanço de Massa: me = Σ ms

Balanço de Energia: me x he = Σ (ms x hs)

→ mle x hl(Pe) = mv x hv(Ps) + mls x hl(Ps)

Hipóteses: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa

isolação);

- o condensado que entra no tanque sofre um abaixamento de pressão

isoentálpico, gerando como saídas vapor saturado (“reevaporado” - atualmente

descarregado para a atmosfera) e líquido saturado.

34

Bombas

Balanço de Massa: me = ms

Potência de Bombeamento:

Wmec = ms x ((Ps - Pe) x vl + g x ∆z + K x ms2) / ηmec , onde:

K = coeficiente de perda de carga (ajustado na condição

base);

Pe e Ps → [Pa].

Wele = Wmec / ηME (para motobombas)

Obs: Para turbobombas, Wmec é atrelado diretamente ao equacionamento da

turbina visto anteriormente.

Tomando-se como base esta modelagem, a simulação do sistema fica

caracterizada pelas seguintes etapas:

1. Montagem esquemática do sistema para a dada configuração (fluxograma);

2. Montagem dos balanços de massa, energia e dos demais equacionamentos

para cada componente (equipamento) individualmente;

3. Interligação entre os fluxos dos equipamentos, atrelando entradas a saídas,

desta forma fechando o sistema;

4. Estabelecimento dos valores iniciais de propriedades e vazões dos fluxos e/ou

pontos de operação de equipamentos;

5. Montagem do sistema de equações;

6. Simplificação do sistema de equações - eliminação de variáveis e adiantamento

de cálculos diretos que não necessitem de convergência;

7. Resolução do sistema de equações e obtenção dos resultados (todos os

parâmetros do sistema: vazões, pressões, temperaturas, potências geradas e

consumidas, etc.).

35

4.4 Perdas

Além das perdas mássicas de vapor (nos processos, tanque de flash, etc.), há um

aspecto muito importante a se considerar quando se procede a uma análise

exergética do sistema: a caracterização das perdas e irreversibilidades de cada

equipamento e do sistema como um todo.

A modelagem e simulação do sistema, conforme se encontra no item anterior, trata

apenas do aspecto energético da planta, fornecendo resultados úteis como

consumo e sobra de bagaço, geração de energia e outros. Entretanto, mediante a

análise exergética podem-se quantificar as grandes perdas do processo,

identificando os fenômenos responsáveis pela ineficiência do mesmo.

A análise energética ataca um dos flancos da otimização, que é o de se aumentar

os ganhos do sistema, enquanto a exergética complementa a abordagem,

contribuindo para reduzir ou eliminar as perdas. Isto posto, decidiu-se acoplar às

simulações das alternativas a quantificação das perdas e irreversibilidades que

ocorrem em cada processo e equipamento. A mesma quantificação para o sistema

é dada pelo estabelecimento de índices de eficiência globais, que serão vistos

adiante.

De maneira geral, o cálculo das perdas para os equipamentos e processos é o

descrito abaixo:

I = Wreversível - Wequipamento/processo

• Caldeiras1: I = mb x PCIb + mle x ψle - mvs x (hs - he)

• Turbinas (para cada estágio): I = me x (ψe - ψs) - Westágio

• Válvulas Redutoras / Desuperaquecedores: W = 0 → I = To x (Σ (msss) - Σ(mese))

1 A potência útil das caldeiras é considerada como sendo o calor absorvido pela água. Esta definição

de irreversibilidade não é a correta, porém fornece uma boa idéia do índice de aproveitamento da

disponibilidade do combustível (no caso, admitida como sendo seu PCI).

36

• Perdas de Vapor nos Coletores, Tanque de Flash e nos Processos: W = 0, ψo = 0

→ a irreversibilidade é igual à disponibilidade associada ao fluxo perdido

→ I = mperda x ψperda

• Caixas e Desaerador: W = 0 → I = To x (Σ (msss) - Σ(mese))

Conforme verificado nos resultados (que serão vistos e discutidos adiante), certas

turbinas produzem mais irreversibilidades do que trabalho útil (rendimento

exergético < 50%), o que caracteriza alta ineficiência - em outras palavras,

desperdício de energia.

4.5 Gaseificação de Bagaço e Turbina a Gás

Foi desenvolvido um estudo sobre a gaseificação do bagaço de cana para utilização

em turbinas a gás, de forma a analisar-se a viabilidade técnica da implantação do

ciclo Brayton na Usina ou mesmo de um Ciclo Combinado (caldeira de recuperação

gerando V21).

Foram necessários os equacionamentos do processo de gaseificação,

funcionamento da turbina a gás e da caldeira de recuperação, para posterior

interligação e simulação. A modelagem destes processos será agora descrita.

4.5.1 Gaseificação

O processo de gaseificação de bagaço de cana ainda está em fase primária de

desenvolvimento, e os processos atualmente existentes mostram-se tecnicamente

não compensadores. O avanço nesta área, no entanto, pode abrir horizontes

interessantes para a sua utilização em Usinas de Açúcar e Álcool, motivo pelo qual

é realizada a presente análise.

A gaseificação do bagaço (e da biomassa em geral) consiste numa primeira etapa

de secagem do material a patamares inferiores a 15% de umidade (base úmida);

37

em seguida o material seco é peletizado e então levado ao gaseificador, um tanque

cilíndrico vertical.

No gaseificador, mediante a injeção de ar e de vapor d’água, parte do material é

queimado, gerando gases quentes que aquecem o resto do material, pirolisando-o.

A pirólise gera em grande parte metano e gás hidrogênio, enquanto uma outra parte

do material sofre combustão parcial (devido à formação de uma atmosfera redutora

dentro do gaseificador), gerando monóxido de carbono.

O gás resultante, de baixo poder calorífico (cerca de 5200 kJ/kg), passa por uma

ciclonagem para separação dos finos transportados e dirige-se para a câmara de

combustão.

A maioria dos gaseificadores atuais trabalha à pressão atmosférica (ou levemente

superior) - como é o caso do modelo deste trabalho - mas a tendência das

pesquisas desenvolvidas atualmente aponta para uma maior eficiência dos

processos de gaseificação pressurizados.

Para efeito de modelagem, a composição dos gases do bagaço baseou-se numa

composição média para gases de biomassa fornecida por fabricantes de

gaseificadores (ATA, etc.):

Tabela 4.5.1.1 - Composição dos gases resultantes

% vol. % massa

CO2 5,2 9,4H2 15 1,2CO 28 32,4O2 0,4 0,5N2 48 55,5CH4 1,4 0,9Outros 2 -

Total 100 100** deprezados os “outros”, para efeito de cálculo de M e do PCI.

Mgases = 24,22 kg/kmol

PCIgases = 5233 kJ/kg = 1351 kcal/Nm3

38

Ainda segundo WALTER [10], devem ser considerados, no processo de

gaseificação, injeções de ar e de vapor nas seguintes proporções:

Relação de ar: 0,8 kg ar/kg bagaço seco

Relação de vapor: 0,3 kg vapor/kg bagaço seco

Os consumos de potência nos processos de secagem e peletização (processos pré-

gaseificador) também obedecem relações aproximadas, respectivamente 4,58

kWh/tonbagaço e 85,4 kWh/tonbagaço (índices da Eletrobrás-Copersucar / 1991). Tais

consumos são contabilizados por ocasião do balanço energético global dos

processos de gaseificação e ciclo Brayton.

O balanço de massa do gaseificador, considerando-se a gaseificação do bagaço

seco, fica assim (para moagem de 775 TCH, todo o bagaço sendo enviado para a

gaseificação):

Fluxo de Bagaço das Moendas: 206,15 t/h;

Umidade do Bagaço (base úmida): 50,83%;

Fluxo de Bagaço Seco: 101,36 t/h;

Tabela 4.5.1.2 - Composição e Fluxo dos Componentes do Bagaço

Bagaço - Composição (base seca) % massa kg/h kmol/hC 46,3 46931,5 3910,9H 6,4 6487,3 6487,3O 43,3 43890,6 2743,2S 0,1 101,4 3,2Outros 3,9 3953,2

Total 100 101364,0

39

Tabela 4.5.1.3 - Fluxos Associados às Injeções de A r e Vapor no Gaseificador

Ar e Vapor kg/h kmol/h

O2 18888,5 590,3

N2 62174,6 2220,5

H2O 30409,2 1688,0

Tabela 4.5.1.4 - Balanço dos Gases Gerados

Gases Produzidos % volume % massa kmol/h kg/h

CO2 5,2 9,4 240,6 10584,5

H2 15,0 1,2 693,9 1387,8

CO 28,0 32,4 1295,3 36268,5

O2 0,4 0,5 18,5 592,1

N2 48,0 55,5 2220,5 62174,6

CH4 1,4 0,9 64,8 1036,2

Outros 2,0 92,5

Total 100 100 4626,1 112043,8

4.5.2 Turbina a Gás

Cada elemento da turbina a gás foi equacionado individualmente, para posterior

interligação. Em todos os casos, o aporte de gás utilizado foi aquele calculado no

item 4.5.1.

Compressor

Dada a relação de pressões (rp = Pas/Pae) do equipamento, admitiu-se uma

eficiência de compressão ηc que permitiu a determinação da temperatura do ar na

saída do compressor (o processo de compressão ideal é o isoentrópico e Tae é

admitida como a temperatura ambiente) pela seguinte expressão:

Tas = Tae x (1 + ((rp(k-1)/k -1) / ηc))

40

Pode-se então calcular o trabalho realizado na compressão pela aplicação da 1a Lei

da Termodinâmica:

Wcompressor = ma x cpa x (Tas - Tae)

Câmara de Combustão

A quantidade de gás proveniente da gaseificação do bagaço é definida, cabendo

então apenas um balanço para determinação da Temperatura de Chama, que é

uma limitação para a operação da turbina (deve ser limitada a 1200ºC, chegando a

1250ºC2 para turbinas de alto rp).

Ao se trabalhar com o cálculo da temperatura de chama adiabática sem dissociação

dos gases já admite-se um certo coeficiente de segurança para este limite de

temperatura, uma vez que, devido aos efeitos de dissociação, a temperatura real

dos gases será mais baixa.

No modelo adotado admitiu-se também a hipótese de trocas de calor desprezíveis

com a ambiente. Esta consideração e a do parágrafo anterior acarretam na

obtenção de um valor de temperatura de entrada dos gases na turbina superior ao

real, o que também implica em que o trabalho resultante líquido real da turbina será,

na realidade, menor que o encontrado nos cálculos. Esta e outras considerações

serão discutidas nas conclusões, com base na análise dos resultados obtidos pelas

simulações.

Retornando ao tema da limitação da temperatura de chama, é através do controle

desta que se determina o excesso de ar a ser utilizado na turbina, ou seja, o cálculo

da câmara de combustão serve primordialmente para a obtenção de ma.

Os balanços na câmara de combustão ficam:

2 Fonte: GEC ALSTHOM - Mecânica Pesada.

41

Massa: ma + mgb = mgc , onde os subscritos gb e gc referem-se a gases do bagaço

e gases de combustão, respectivamente;

Energia (1a Lei): ma x cpa x (Ta - 25ºC) + mgb x PCIgb = mgc x cpgc x (Tchama - 25ºC).

Turbina

Temperatura teórica de escape (Ttesc): Ttesc = Tchama x (1/rp)(k-1)/k

Temperatura real de escape: Tgcs = Tchama - ηiso x (Tchama - Ttesc) , onde ηiso é a

eficiência isoentrópica de expansão na turbina;

Wturbina = ηmec x mgc x cpgc x (Tchama - Tgcs)

Wele = ηGE x (Wturbina - Wcompressor)

4.5.3 Caldeira de Recuperação

O equacionamento da caldeira de recuperação - em termos de balanço de energia -

é bastante simples, pois a mesma pode ser considerada um trocador de calor entre

os gases e o vapor, aplicando-se um rendimento à troca térmica.

Basicamente, os gases entram à temperatura de escape das turbinas e devem sair

da caldeira a pelo menos 150ºC. Para fins de contar ainda com disponibilidade

térmica nos gases de forma a poder utilizá-los na secagem do bagaço, admitiu-se

uma temperatura na saída da caldeira de cerca de 300ºC. A caldeira pode gerar

vapor tanto a 1,5 kgf/cm2 (para processo, e isto acarretaria na eletrificação do que

hoje são as turbomáquinas do sistema de vapor) como a 21 kgf/cm2 (ciclo

combinado).

Balanço de Energia: mgce x cpgc x (Tgce - Tgcs) = mv x (hs - he)

42

4.6 Secagem de Bagaço

A secagem do bagaço com os gases de exaustão das caldeiras pode se dar em

ciclo aberto (seca-se o excedente de bagaço) ou fechado, onde o bagaço recém

secado é queimado nas fornalhas.

Neste trabalho foi modelada e simulada apenas a secagem em ciclo fechado, por

ser mais eficiente e devido ao baixo excedente de bagaço da Usina em questão. A

secagem visa elevar o poder calorífico do bagaço através da redução de sua

umidade, ou seja, através da redução da quantidade de água que deve ser

evaporada do combustível durante sua própria combustão.

Em última análise, dada que toda a fonte de energia para o sistema é o PCI do

combustível, e considerando que ao fim da secagem o teor de umidade dos gases

de combustão será sempre o mesmo (uma vez que a quantidade de água

evaporada do bagaço é a mesma, só variando a proporção entre a quantidade

evaporada no secador e na fornalha), conclui-se a energia necessária para uma

maior ou menor secagem do bagaço é provinda de um maior ou menor

abaixamento da temperatura dos gases na saída do secador, respectivamente.

Em outras palavras, quanto menor a temperatura de saída dos gases úmidos do

sistema, mais configura-se que a energia aproveitada destes gases foi utilizada na

geração de vapor. Assim, o processo de secagem de bagaço é um instrumento para

minimizar as perdas térmicas devido à temperatura de saída dos gases do sistema.

Há um limite inferior para a temperatura dos gases, que envolve considerações

ambientais e de dinâmica e potencial de secagem; este limite será adotado como

30ºC acima da temperatura do bagaço na saída do secador (IPT [3]).

O valor do PCI do bagaço após a secagem é dado por:

PCIúmido = PCIseco x (1 - umidade) - umidade x hlv (água a 25ºC)

onde umidade = [kg água/kg bagaço úmido]

43

PCIseco = 17500 kJ/kg (bagaço com a composição dada)

hlv (água a 25ºC) = 2442,3 kJ/kg

Os balanços da reação de combustão são:

mb + ma = mg

mb x (PCIb + cpb x (Tbe - 25ºC)) + ma x cpa x (Tae - 25ºC) = mg x cpg x (Tchama - 25ºC)

A composição final dos gases é obtida, neste e em outros ítens, por um balanço

molar da composição dos mesmos com a do bagaço e do ar (levando-se em conta

o excesso de ar, fixado em 35%). Vale ressaltar que todos os cálculos deste

trabalho baseiam-se na moagem de 775 TCH.

Considerou-se, por hipótese, que os gases de combustão sejam responsáveis por

15% das perdas térmicas (base PCI) da caldeira, o que permite o cálculo de sua

temperatura de saída. Esta é a temperatura de entrada no secador de bagaço.

mg x cpg x (Tge secador - 25ºC) = 0,15 x mb x PCIb

O bagaço, durante a secagem, aquece-se até atingir a temperatura de saturação do

vapor d’água na pressão parcial em que este se encontra nos gases à saída do

secador. A partir desta temperatura, a água presente no bagaço entra em equilíbrio

com a água evaporada e todo o calor disponível nos gases passa a ser consumido

na evaporação da água, processo que se dá a temperatura constante.

Desta forma, todo o potencial de secagem neste estágio advém da diferença de

temperatura entre os gases e o bagaço úmido; este é o motivo principal da

exigência de uma diferença mínima de 30ºC entre ambos para que haja condições

satisfatórias de secagem.

Posto que a quantidade final de água nos gases será sempre a mesma (conforme

exposto anteriormente) e que a composição dos gases secos é invariante (o fluxo

de bagaço seco é constante e sua composição também, por hipótese), a pressão

44

parcial do vapor nos gases também o será, o que também vale para a temperatura

de saturação do vapor.

O balanço do processo de secagem é o seguinte:

mb seco x cpb x (Tbs - Tbe) + ma x (has - hae) + mvev x (hvs - has) = mge x cpg x (Tge - Tgs)

onde mvev é a massa de água evaporada do bagaço. Deve-se lembrar que a água

que permanece no bagaço sai do secador à mesma temperatura do bagaço.

4.7 Implementação

Todas as alternativas de simulação do sistema de vapor da Central de Utilidades,

bem como do sistema Gaseificador-Turbina a Gás-Caldeira de Recuperação e do

processo de secagem foram implementadas via computador para a análise de

resultados.

Os modelos foram simulados em planilhas do Microsoft EXCEL 5.0. Entretanto, a

fim de aquisição de sensibilidade (“feeling”) sobre os sistemas e processos, todas

as simulações foram inicialmente feitas à mão, quando puderam se verificar

incoerências ou “furos” nos modelos, bem como identificar soluções ou

metodologias de cálculo mais eficientes. Além disso, a resolução manual contribuiu

para a simplificação do sistema, com eliminação de equações e variáveis,

elaboração de expressões de cálculo implícitas, etc., e para um planejamento

cuidadoso da implementação dos cálculos.

Criou-se um banco de propriedades para dar suporte ao cálculo, com funções em

linguagem Visual Basic. Estes bancos de funções estão transcritos (da planilha) a

seguir:

Propriedades de Gases

45

' Calores Específicos Médios a Pressão Constante de Alguns Gases

' Baseados nas correlações de Passut & Danner e Tabela A.9 do Van Wylen

' Referências Bibliográficas:

' 1 - DAUBERT, Thomas E. "Chemical Engineering Thermodynamics". McGraw-Hill,

Cingapura, 1985.

' 2 - VAN WYLEN, G.J. & SONNTAG, R.E. "Fundamentos da Termodinâmica

Clássica". Edgard Blücher, 3a ed., São Paulo, 1993.

' 3 - PERRY pg 3-134

' G.R. 11/08/1996

' Complementada em 02/09/1996

' Range: -175 a 1200ºC (Ref. 1)

' 0 a 3200ºC (Ref. 2)

' 0 a 2200ºC (Ref. 3)

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpCO [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpCO(TL; TH)

Dec THCO Como Simples

Dec TLCO Como Simples

Se TH < 1200 Então

CpCO = (1 / (TH - TL)) * (1,074015 * (TH - TL) - 0,000172664 * ((TH + 273,15)

^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000302237 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL +

273,15) ^ 3) - 0,000000000137533 * ((TH + 273,15) ̂4 - (TL + 273,15) ^ 4) +

2,00365E-14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THCO = (TH + 273,15) / 100

TLCO = (TL + 273,15) / 100

46

CpCO = (100 / (28,011 * (TH - TL))) * (69,145 * (THCO - TLCO) - 0,402646 *

(THCO ^ 1,75 - TLCO ^ 1,75) - 401,54 * (THCO ^ 0,5 - TLCO ^ 0,5) + 707,04

* (THCO ^ 0,25 - TLCO ^ 0,25))

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpCO2 [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpCO2(TL; TH)

Dec THCO2 Como Simples

Dec TLCO2 Como Simples

Se TH < 1200 Então

CpCO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,479107 * (TH - TL) + 0,000762159 * ((TH +

273,15) ^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) - 0,000000359392 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL

+ 273,15) ^ 3) + 0,000000000084744 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4)

- 5,7752E-15 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THCO2 = (TH + 273,15) / 100

TLCO2 = (TL + 273,15) / 100

CpCO2 = (100 / (44,01 * (TH - TL))) * (-3,7357 * (THCO2 - TLCO2) +

20,352667 * (THCO2 ^ 1,5 - TLCO2 ^ 1,5) - 2,0517 * (THCO2 ^ 2 - TLCO2 ^

2) + 0,008066 * (THCO2 ^ 3 - TLCO2 ^ 3))

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpH2O [kJ/kg K]

47

' TH,TL [ºC]

Função CpH2O(TL; TH)

Dec THH2O Como Simples

Dec TLH2O Como Simples

Se TH < 1200 Então

CpH2O = (1 / (TH - TL)) * (1,915007 * (TH - TL) - 0,000395741 * ((TH +

273,15) ^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000876232 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL

+ 273,15) ^ 3) - 0,000000000495086 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4)

+ 1,038613E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THH2O = (TH + 273,15) / 100

TLH2O = (TL + 273,15) / 100

CpH2O = (100 / (18,015 * (TH - TL))) * (143,05 * (THH2O - TLH2O) - 146,832 *

(THH2O ^ 1,25 - TLH2O ^ 1,25) + 55,16733 * (THH2O ^ 1,5 - TLH2O ^ 1,5) -

1,84945 * (THH2O ^ 2 - TLH2O ^ 2))

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpSO2 [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpSO2(TL; TH)

Dec THSO2 Como Simples

Dec TLSO2 Como Simples

Se TH < 1200 Então

48

CpSO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,46165 * (TH - TL) + 0,000248915 * ((TH + 273,15)

^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,0000001209 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^

3) - 0,00000000018878 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) + 5,68232E-

14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THSO2 = TH + 273,15

TLSO2 = TL + 273,15

CpSO2 = (4,186 / (64,063 * (TH - TL))) * (7,7 * (THSO2 - TLSO2) + 0,00265 *

(THSO2 ^ 2 - TLSO2 ^ 2) - 0,00000027666 * (THSO2 ^ 3 - TLSO2 ^ 3))

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpN2 [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpN2(TL; TH)

Dec THN2 Como Simples

Dec TLN2 Como Simples

Se TH < 1200 Então

CpN2 = (1 / (TH - TL)) * (1,06849 * (TH - TL) - 0,000134096 * ((TH + 273,15) ^

2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000215569 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15)

^ 3) - 0,000000000078632 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) + 6,985E-

15 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THN2 = (TH + 273,15) / 100

TLN2 = (TL + 273,15) / 100

CpN2 = (100 / (28,013 * (TH - TL))) * (39,06 * (THN2 - TLN2) + 1025,58 *

(THN2 ^ -0,5 - TLN2 ^ -0,5) - 1072,7 * (THN2 ^ -1 - TLN2 ^ -1) + 410,2 *

(THN2 ^ -2 - TLN2 ^ -2))

49

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpO2 [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpO2(TL; TH)

Dec THO2 Como Simples

Dec TLO2 Como Simples

Se TH < 1200 Então

CpO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,95244 * (TH - TL) - 0,00028114 * ((TH + 273,15) ^ 2

- (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000655223 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^

3) - 0,000000000452316 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +

1,087744E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Senão

THO2 = (TH + 273,15) / 100

TLO2 = (TL + 273,15) / 100

CpO2 = (100 / (31,999 * (TH - TL))) * (37,432 * (THO2 - TLO2) + 0,008041 *

(THO2 ^ 2,5 - TLO2 ^ 2,5) + 357,14 * (THO2 ^ -0,5 - TLO2 ^ -0,5) - 236,88 *

(THO2 ^ -1 - TLO2 ^ -1))

Fim Se

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpCH4 [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpCH4(TL; TH)

50

CpCH4 = (1 / (TH - TL)) * (2,393594 * (TH - TL) - 0,002218007 * ((TH + 273,15) ^

2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,00000574022 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^

3) - 0,000000003727905 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +

8,549685E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Fim Função

'---------------------------------------------------------------------------------------------

' CpH2S [kJ/kg K]

' TH,TL [ºC]

Função CpH2S(TL; TH)

CpH2S = (1 / (TH - TL)) * (0,998865 * (TH - TL) - 0,000184315 * ((TH + 273,15) ^

2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000557087 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15)

^ 3) - 0,000000000317734 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +

6,36644E-14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))

Fim Função

51

Propriedades da Água nas Regiões de Saturação e de Vapor Superaquecido

' Propriedades do H2O na Saturação e na Região de Vapor Superaquecido

' Rotinas desenvolvidas com base nas equações constantes em

' IRVINE Jr, T.F. & LILEY, P.E. "Steam and Gas Tables with Computer Equations"

' Academic Press, Inc., 1984.

' Alessandro Barros Greco / Gilberto Rozenchan

' 09/08/1996

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Tsat [ºC]

' Válida entre 273,16 e 647,3 K (0,000611 a 22,1 MPa)

Função Tsat(P)

Se (P < 123,3) Então

Tsat = 42,6776 - 3892,7 / (Ln(P / 10) - 9,48654) - 273,15

Senão Tsat = -387,592 - 12587,5 / (Ln(P / 10) - 15,2578) - 273,15

Fim Se

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Psat [bar]

' Válida entre 273,16 e 647,3 K

Função Psat(T)

T = T + 273,15

Psat = 10,4592 - 0,00404897 * T - 0,000041752 * T ^ 2 + 0,00000036851 * T ^ 3 -

0,0000000010152 * T ^ 4 + 8,6531E-13 * T ^ 5 + 9,03668E-16 * T ^ 6 -

52

1,9969E-18 * T ^ 7 + 7,79287E-22 * T ^ 8 + 1,91482E-25 * T ^ 9 - 3968,06 /

(T - 39,5735)

Psat = Exp(Psat) * 10

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Vliq [m³/kg]


Função Vliq(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Vliq = 0,003155 * (1 - 1,9153882 * TC ^ (1 / 3) + 12,015186 * TC ^ (5 / 6) -

7,8464025 * TC ^ (7 / 8) - 3,888614 * TC + 2,0582238 * TC ^ 2 - 2,0829991 *

TC ^ 3 + 0,82180004 * TC ^ 4 + 0,47549742 * TC ^ 5)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Vvap [m³/kg]


Função Vvap(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Vvap = 0,003155 * 22,089 * (1 + 1,6351057 * TC ^ (1 / 3) + 52,584599 * TC ^ (5 /

6) - 44,694653 * TC ^ (7 / 8) - 8,9751114 * TC - 0,4384553 * TC ^ 2 -

53

19,179576 * TC ^ 3 + 36,765319 * TC ^ 4 - 19,462437 * TC ^ 5) / (Psat(T) *

0,1)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Hliq [kJ/kg]


Função Hliq(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Se ((T + 273,15) >= 273,16) E ((T + 273,15) < 300) Então

Hliq = 2099,3 * (624,698837 * TC - 2343,85369 * TC ^ 2 - 9508,12101 * TC ^ 3

+ 71628,7928 * TC ^ 4 - 163535,221 * TC ^ 5 + 166531,093 * TC ^ 6 -

64785,4585 * TC ^ 7)

SenãoSe ((T + 273,15) >= 300) E ((T + 273,15) < 600) Então

Hliq = 2099,3 * (0,8839230108 - 2,67172935 * TC + 6,22640035 * TC ^ 2 -

13,1789573 * TC ^ 3 - 1,91322436 * TC ^ 4 + 68,7937653 * TC ^ 5 -

124,819906 * TC ^ 6 + 72,1435404 * TC ^ 7)

SenãoSe ((T + 273,15) >= 600) E ((T + 273,15) < 647,3) Então

Hliq = 2099,3 * (1 - 0,441057805 * TC ^ (1 / 3) - 5,52255517 * TC ^ (5 / 6) +

6,43994847 * TC ^ (7 / 8) - 1,64578795 * TC - 1,30574143 * TC ^ 2)

Fim Se

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Hlv [kJ/kg]


54

Função Hlv(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Hlv = 2500,9 * (0,779221 * TC ^ (1 / 3) + 4,62668 * TC ^ (5 / 6) - 1,07931 * TC ^ (7

/ 8) - 3,87446 * TC + 2,94553 * TC ^ 2 - 8,06395 * TC ^ 3 + 11,5633 * TC ^ 4 -

6,02884 * TC ^ 5)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Hvap [kJ/kg]


Função Hvap(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Hvap = 2099,3 * (1 + 0,457874342 * TC ^ (1 / 3) + 5,08441288 * TC ^ (5 / 6) -

1,48513244 * TC ^ (7 / 8) - 4,81351884 * TC + 2,69411792 * TC ^ 2 -

7,39064542 * TC ^ 3 + 10,4961689 * TC ^ 4 - 5,46840036 * TC ^ 5)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Sliq [kJ/kg K]


Função Sliq(T)

Dec TC Como Simples

55

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Se ((T + 273,15) >= 273,16) E ((T + 273,15) < 300) Então

Sliq = 4,4289 * (-1836,92956 * TC + 14706,6352 * TC ^ 2 - 43146,6046 * TC ^

3 + 48606,6733 * TC ^ 4 + 7997,5096 * TC ^ 5 - 58333,9887 * TC ^ 6 +

33140,0718 * TC ^ 7)

SenãoSe ((T + 273,15) >= 300) E ((T + 273,15) < 600) Então

Sliq = 4,4289 * (0,912762917 - 1,75702956 * TC + 1,68754095 * TC ^ 2 +

5,82215341 * TC ^ 3 - 63,3354786 * TC ^ 4 + 188,076546 * TC ^ 5 -

252,344531 * TC ^ 6 + 128,058531 * TC ^ 7)

SenãoSe ((T + 273,15) >= 600) E ((T + 273,15) < 647,3) Então

Sliq = 4,4289 * (1 - 0,32481765 * TC ^ (1 / 3) - 2,990556709 * TC ^ (5 / 6) +

3,23419 * TC ^ (7 / 8) - 0,678067859 * TC - 1,91910364 * TC ^ 2)

Fim Se

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Svap [kJ/kg K]


Função Svap(T)

Dec TC Como Simples

TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3

Svap = 4,4289 * (1 + 0,377391 * TC ^ (1 / 3) - 2,78368 * TC ^ (5 / 6) + 6,93135 *

TC ^ (7 / 8) - 4,34839 * TC + 1,34672 * TC ^ 2 + 1,75261 * TC ^ 3 - 6,22295 *

TC ^ 4 + 9,99004 * TC ^ 5)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

56

' Volume Específico do Vapor Superaquecido

' V [m³/kg]

Função V(P; T)

V = (0,000461631 * (T + 273,15) / (0,1 * P)) - 0,0527993 * Exp(-0,00375928 * (T +

273,15)) + (1 / P) * (0,022 - Exp(-3,741378 - 0,0047838281 * (Tsat(P) +

273,15) + 0,000015923434 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 2)) * Exp((Tsat(P) - T) / 40)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Entalpia do Vapor Superaquecido

' H [kJ/kg]

Função H(P; T)

Dec A0 Como Simples

Dec A1 Como Simples

Dec A2 Como Simples

Dec A3 Como Simples

A0 = 2041,21 - 40,40021 * (0,1 * P) - 0,48095 * (0,1 * P) ^ 2

A1 = 1,610693 + 0,05472051 * (0,1 * P) + 0,0007517537 * (0,1 * P) ^ 2

A2 = 0,0003383117 - 0,00001975736 * (0,1 * P) - 0,000000287409 * (0,1 * P) ^ 2

A3 = 1707,82 - 16,99419 * (Tsat(P) + 273,15) + 0,062746295 * (Tsat(P) + 273,15)

^ 2 - 0,00010284259 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 3 + 0,000000064561298 *

(Tsat(P) + 273,15) ^ 4

H = A0 + A1 * (T + 273,15) + A2 * (T + 273,15) ^ 2 - A3 * Exp((Tsat(P) - T) / 45)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

57

' Entropia do Vapor Superaquecido

' S [kJ/kg]

Função S(P; T)

S = 4,6162961 + 0,01039008 * (T + 273,15) - 0,000009873085 * (T + 273,15) ^ 2

+ 0,00000000543411 * (T + 273,15) ^ 3 - 1,170465E-12 * (T + 273,15) ^ 4 -

0,4650306 * Ln(P + 0,001) - (1,777804 - 0,01802468 * (Tsat(P) + 273,15) +

0,00006854459 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 2 - 0,0000001184424 * (Tsat(P) +

273,15) ^ 3 + 8,142201E-11 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 4) * Exp((Tsat(P) - T) / 85)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Exergia (ou Disponibilidade) do Líquido Saturado

' ExergiaLiq (kJ/kg)

' Hipóteses: - Altura 0;

' - Velocidade nula;

' - Temperatura ambiente (referência) = 25ºC.

Função ExergiaLiq(T)

ExergiaLiq = Hliq(T) - 104,89 - 298,15 * (Sliq(T) - 0,3674)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Exergia (ou Disponibilidade) do Vapor Saturado

' ExergiaVap (kJ/kg)




58

Função ExergiaVap(T)

ExergiaVap = Hvap(T) - 104,89 - 298,15 * (Svap(T) - 0,3674)

Fim Função

' -------------------------------------------------------------------------------------------

' Exergia (ou Disponibilidade) do Vapor Superaquecido

' Exergia (kJ/kg)




Função Exergia(P; T)

Exergia = H(P; T) - 104,89 - 298,15 * (S(P; T) - 0,3674)

Fim Função

A estruturação dos módulos que compõem as planilhas de simulação obedece ao

fluxograma que segue, baseando-se na sequência de procedimentos descrita no

item 4.3:

59

Fluxograma de Estruturação das Planilhas de Simulaç ão

No caso da simulação dos sistema de vapor da Central de Utilidades, cada planilha

contém uma estrutura auto-suficiente para simulação. Nestas planilhas são

simulados o funcionamento de todos os equipamentos descritos no item 4.3 (e

conforme a modelagem descrita no mesmo), e os valores dos fluxos (variáveis do

sistema) são convergidos através de macros e “solvers”, sendo alguns valores

inclusive convergidos manualmente.

Estas planilhas fazem sucessivas iterações entre os valores dos fluxos, e o

resultado final é submetido a uma verificação pelo balanço do fluxo nos coletores

(VA, V21, V15 e V1,5).

Além do sistema atual, foram simuladas 16 (dezesseis) alternativas cujos resultados

são apresentados no próximo item. O código para identificação das alternativas,

que é o próprio nome dado às respectivas planilhas, possui a seguinte estruturação

em oito letras:

CP / EC SE / CE PA / TO 62 / 80

60

1a e 2a letras CP ⇒ turbina nova de contrapressão

EC ⇒ turbina nova de extração-condensação

3a e 4a letras SE ⇒ sem extração em V1,5

CE ⇒ com extração em V1,5

5a e 6a letras PA ⇒ geração de vapor parcialmente em VA (há geração em V21)

TO ⇒ toda a geração de vapor se dá em VA (desativação total das

caldeiras de V21)

7a e 8a letras 62 ⇒ VA = 62 bar, 450ºC

80 ⇒ VA = 80 bar, 480ºC

Foram testadas todas as combinações entre estas alternativas, sempre respeitando

as premissas assumidas no item 3.4. As alternativas PA implicam na manutenção

de parte das atuais caldeiras de V21; as alternativas CE acarretam em desativação

de TG1 e de TG2, deixando toda a geração de energia elétrica a cabo do TG

NOVO.

Nas alternativas EC foi modelado um condensador para a condensação do fluxo

advindo da turbina. Procurou-se manter sempre um fluxo mínimo de condensação,

para garantir o bom funcionamento da turbina.

As 16 alternativas simuladas, resultantes das combinações citadas, são:

CPSEPA62 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com

geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar, 450ºC;

CPSEPA80 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com


CPSETO62 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com

geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;

61

CPSETO80 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com


CPCEPA62 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária

(em V21), com geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar,

450ºC;

CPCEPA80 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária

(em V21), com geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar,

480ºC;

CPCETO62 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária

(em V21), com geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;

CPCETO80 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária

(em V21), com geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;

ECSEPA62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,

com geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar, 450ºC;

ECSEPA80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,

com geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar, 480ºC;

ECSETO62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,

com geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;

ECSETO80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,

com geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;

ECCEPA62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com


62

ECCEPA80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com


ECCETO62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com


ECCETO80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com


Já o sistema Gaseificador-Turbina a Gás-Caldeira de Recuperação foi simulado

para vários tipos de turbina (rp diferentes) e, para cada tipo, várias condições de

operação (excessos de ar diferentes). As relações de pressões (rp) estudadas foram

4, 6, 9, 12 e 15, simulando-se cada uma com cinco taxas de excesso de ar

diferentes.

O sistema de secagem de bagaço foi simulado separadamente, numa planilha que

modelava o sistema caldeira-secador como um todo. Houve também a execução de

procedimentos de convergência (para a temperatura de chama, temperatura de

saída dos gases do secador, etc.), e a secagem foi simulada para umidades de

saída do bagaço de 20, 25, 30, 35 e 40% (base úmida). A umidade de entrada do

bagaço é de 50,83%.

63

5. Resultados das Simulações

Para efeito de obtenção de parâmetros de comparação entre as diversas

alternativas simuladas para o Sistema de Vapor, foram calculados (diretamente na

simulação) certos índices de performance do sistema para todas as configurações.

São eles:

• Relação Potência/Calor: razão entre a soma das potências elétrica e mecânica

(de acionamento) e o calor rejeitado para o processo. Para o caso específico

desta Usina, em que procura-se manter o calor para o processo constante, a

variação deste índice está diretamente relacionada com a geração de energia

elétrica, daí sua representatividade para a análise;

• Eficiência de Geração Elétrica: definida como Wele / (mb x PCIb), não se constitui

num bom indicador pois despreza a parcela de calor rejeitado para o processo e

a parcela referente à potência de acionamento mecânico. É um parâmetro mais

aplicável a plantas de geração exclusiva de energia elétrica;

• Eficiência de Primeira Lei: = (Wele + Wmec + Qp) / Qa , onde Qp é o calor rejeitado

para o processo e Qa é o aporte de calor nas caldeiras, dado por Qa = mb x PCIb

+ mágua x (hágua na entrada das caldeiras - hágua(25ºC)). Este parâmetro corrige as falhas

do anterior mas não diferencia calor e trabalho; não deixa, porém, de ser um

simples e bom parâmetro de análise do aproveitamento do combustível pelo

sistema;

• Eficiência de Gasparovic: = (Wele + Wmec + Qp x (Wele + Wmec + Qp) / Qa) / Qa. De

certa forma, esta expressão atenua o problema da não diferenciação qualitativa

entre W e Q da expressão anterior;

• Eficiência de Segunda Lei: = (Wele + Wmec + Ep) / (mb x PCIb + Ee) , onde Ep é a

exergia do fluxo de vapor que vai para o processo e Ee é a exergia da água que

entra nas caldeiras. Fornece uma visão da utilização da disponibilidade existente

64

no combustível pelo sistema. É normal utilizar-se a exergia do combustível ao

invés do seu PCI, mas isto não foi possível neste trabalho, não caracterizando,

no entanto, erro ou não-validade da análise;

• Eficiência Racional: = (Wele + Wmec) / ∆Ev , onde ∆Ev é a variação de exergia do

vapor entre o estado de geração e o estado em que é levado para processo.

Basicamente, indica a eficiência exergética de produção de potência do sistema.

Há várias definições alternativas para esta eficiência, porém a definição acima foi

a escolhida (definida por KOTAS [5]).

Nas configurações adotadas, optou-se por efetuar o acionamento das bombas de

alimentação das caldeiras de VA através de turbinas de contrapressão com

alimentação em V21 e contrapressão em V1,5 (a exemplo de praticamente todas as

outras existentes na planta). Isto visa não alterar o perfil de consumo de energia

elétrica da planta, e pode-se para tanto aproveitar os TGs reservas existentes.

65

5.1 Sistema de Vapor da Central de Utilidades - Sit uação Atual e Alternativas 3

3 Os autores optaram, por questões de edição de texto, por suprimir a numeração das páginas de

resultados constantes deste item. A numeração segue normalmente no item 5.2.

66

5.2 Gaseificador - Turbina a Gás - Caldeira de Recu peração

70

5.3 Sistema de Secagem de Bagaço de Cana

76

6. Análise dos Resultados, Conclusões e Recomendaçõ es

6.1 Sistema de Vapor

Resumindo-se os resultados obtidos com as simulações aos principais parâmetros

de comparação, elaboramos um quadro com todas as alternativas e seus índices de

desempenho, que pode ser encontrado a seguir.

Observando-se este quadro (e, em detalhe, as folhas do item anterior), de imediato

nota-se a superioridade do desempenho das alternativas onde VA = 80 bar sobre

aquelas onde VA = 62 bar, confirmando que o aumento da pressão de geração do

vapor aumenta, sob todos os aspectos, a eficiência do ciclo.

Isto se deve não somente ao fato de se diminuirem as irreversibilidades pelo

aumento da temperatura em que o vapor é gerado (diminuição da diferença de

temperatura entre os gases de combustão e o vapor), como também pelo fato de se

trabalhar com equipamentos novos e de maior eficiência, ou seja, pela diminuição

das perdas para um mesmo processo.

O cômputo das irreversibilidades mostra claramente que os equipamentos

existentes (principalmente caldeiras de V21 e turbinas de acionamento de

equipamentos) são grandes fontes de perdas, e apresentam eficiência muito baixa

quando comparados aos equipamentos novos propostos, tanto no aspecto

energético como no exergético.

80

A conclusão desta colocação é a de que há muito a se ganhar mesmo que não se

altere a concepção do sistema atual, ou seja, mesmo que não se adote nenhuma

das configurações estudadas. Isto significa que a simples substituição dos

equipamentos existentes por equipamentos novos ou em melhores condições de

operação (melhor eficiência para um mesmo funcionamento) pode acarretar numa

já substancial melhora na geração de EE ou numa maior economia de bagaço.

Com respeito às alternativas, cabem aqui algumas considerações. Foram

analisadas configurações com geração de vapor total ou parcialmente em VA, de

modo que pôde-se averiguar o efeito de uma substituição parcial no sistema (para

efeito de investimento menor) ou mesmo a operação do sistema durante uma

substituição gradual dos equipamentos.

Em última análise, pode-se considerar o sistema como sendo capaz de gerar todo o

vapor em VA, mas mantendo algumas caldeiras de V21 para emergência, eventuais

manutenções em parte das caldeiras VA, etc. Pode-se ainda dizer que as

alternativas onde o vapor é parcialmente gerado em VA (alternativas PA) funcionam

como um ponto de operação em carga parcial para suas respectivas configurações

onde todo o vapor é gerado em VA (alternativas TO).

As alternativas PA (geração parcial em VA) procuraram manter só as caldeiras

existentes de maior eficiência em funcionamento. Mesmo assim, observa-se que

nas alternativas TO (geração total em VA) a geração de energia elétrica é superior

numa faixa que varia ente 70% a 130% acima de sua respectiva alternativa PA, o

que torna mais interessante, sob o ponto de vista energético, sua implantação.

Sob o aspecto do excedente de energia elétrica, a diferença é ainda maior, pois o

consumo da planta é fixo (praticamente), fazendo com que a diferença entre TO e

PA fique entre 105% a 270%. Pode-se notar que esta diferença percentual aumenta

para pequenos excedentes de energia elétrica, o que vai de encontro à lei dos

rendimentos decrescentes.

81

As alternativas CE (onde há extração de vapor do TG NOVO em V1,5) via de regra

produzem mais energia elétrica que suas correspondentes SE (sem extração do TG

NOVO em V1,5), mas no entanto a diferença percentual é muito pequena para

compensar a desativação dos TGs 1 e 2 e a aquisição de um turbogerador mais

sofisticado, com extração em V1,5. Além disso, o sistema perde em flexibilidade de

operação, a menos que os TGs 1 e 2 sejam mantidos como reserva para o caso de

manutenção do TG NOVO (ou falha deste), passando o sistema a operar como na

situação atual ou recebendo todo o vapor gerado em VA através da redutora VA-

V21 (o que representa grandes perdas, mas tratar-se-ia de operação em regime

especial).

Quanto à garantia de flexibilidade de operação (multiplicidade de alternativas para

produção de vapor e geração de energia), pode-se ainda optar por um sistema

baseado numa das configurações propostas mas que opere com dois

turbogeradores (cada um com metade da capacidade do especificado neste

trabalho) em paralelo ao invés de somente um. Isto conferiria a opção de se

trabalhar com um TG durante a manutenção do outro, evitando a parada do

sistema.

Ressaltamos que o mesmo se aplica a vários outros aspectos do sistema, que

também permitem a compartimentação de funções entre vários equipamentos

(caldeiras, desaeradores, bombas, etc.). Entretanto, o leque de opções passa a ser

infinito, e cada configuração pode ser estudada separadamente, constituindo-se em

mais uma alternativa ao sistema atual. Todavia, sendo o escopo deste trabalho

limitado a um número finito de configurações (não poderia ser de outra forma),

deixaremos de lado configurações alheias às simuladas. Por ocasião da realização

de um projeto efetivo de implantação de uma das configurações, seria, no entanto,

bastante interessante analisar o efeito de pequenas variações sobre o sistema - isto

é, escolhida a configuração ótima, passar-se-ia a procurar a sub-configuração ótima

dentro daquela configuração.

82

Este trabalho fica então caracterizado como um primeiro passo para a otimização

do sistema, que é o de fornecer instrumentos para a eleição da melhor alternativa

entre várias configurações discretas.

Prosseguindo com a análise dos resultados, observa-se que as alternativas CE

(extração em V1,5) apresentam menor fluxo pela redutora VA-V21 que as SE (sem

extração em V1,5) para a configuração CP (TG NOVO de contrapressão), enquanto

a configuração EC (TG NOVO de extração-condensação) praticamente elimina este

fluxo. Isto se deve a um excesso de vapor no sistema que não possui um caminho

pelo qual realize trabalho entre sua geração e sua utilização (que estão em níveis

diferentes de pressão), sendo obrigado a passar por uma redutora. A turbina de

condensação leva o fluxo de vapor excedente à condensação, eliminando o

problema.

A pressão de condensação foi determinada segundo a especificação da Eletrobrás -

Copersucar. Variações nesta pressão também dão margem para uma otimização

deste tipo de configuração.

A sobra de bagaço varia entre 1% e 5% do produzido, conforme a alternativa. Como

o vapor circulante no sistema é determinado prioritariamente pelo processo nas

fábricas de açúcar e álcool e, portanto, é fixo, qualquer excedente de vapor gerado

deve ser levado à condensação, razão pela qual havia uma limitação na geração de

vapor nas alternativas CP (TG NOVO de contrapressão).

A Central de Utilidades trabalha, no entanto, com um excedente de bagaço muito

baixo, o que torna a disponibilidade de geração de vapor excedente impossível nas

atuais condições. Por este motivo, todas as configurações EC (TG NOVO de

extração-condensação) adotaram o bagaço com umidade inferior (30% -

determinado pelos resultados das análises do sistema de secagem de bagaço, a

ser visto adiante), consequentemente maior PCI, para poder dispor de uma maior

geração de vapor.

83

As alternativas CP não consideraram a secagem, pelo problema do excesso de

vapor no sistema, como já visto. No entanto, é possível também realizar-se a

secagem do bagaço nestas configurações, pois pode-se alternativamente estocar o

bagaço excedente ou vendê-lo (pois o consumo de bagaço nas caldeiras, para uma

mesma geração de vapor e maior PCI será menor), há também a opção de gerar

vapor excedente e utilizá-lo num turbogerador de escape atmosférico (não

recomendado, entretanto) ou utilizar-se o vapor num turbogerador de contrapressão

que descarregue para a caixa de água de alimentação, diminuindo a reposição com

água de make-up (diminui as perdas e os gastos com tratamento de água).

O consumo de água de make-up, aliás, foi o que menos se alterou com a mudança

de uma configuração para outra. Ainda assim trata-se de um consumo elevado,

mas que não pode ser substancialmente alterado por estar atrelado às perdas de

vapor nos processos. Já as perdas de vapor nos coletores podem ser minimizadas

(bem como o vapor de flash pode ser reaproveitado), contribuindo para a

diminuição do consumo de água de make-up. Mesmo assim, por segurança, a

simulação considerou perdas de vapor nos coletores.

O aspecto do tratamento d’água acentua-se nas alternativas propostas, pois as

caldeiras e turbinas de alta pressão exigem maior pureza da água, implicando em

processos de tratamento mais sofisticados, precisos e confiáveis, acarretando

maiores custos de operação e de investimentos em equipamentos para este fim.

Quanto a equipamentos auxiliares, as alternativas EC implicam, além da aquisição

de turbogeradores mais sofisticados (e, portanto, caros) que os contrapressão e

destivação dos existentes (que estão em muito boas condições), na aquisição de

condensador(es), torre(s) de resfriamento, bomba(s) de água da(s) torre(s) de

resfriamento, bomba(s) de condensado, motor(es), etc. Como observa-se no quadro

comparativo, quanto maior a sofisticação da alternativa (passando de SE para CE,

de PA para TO) menor a vantagem percentual de geração de energia elétrica que a

configuração EC apresenta sobre sua equivalente CP, porém a relação de custos

entre ambas tende a manter quase que a mesma proporção.

84

Estas colocações levam à conclusão que as alternativas EC só levam vantagens

economicamente compensadoras sobre suas correspondentes CP para menores

taxas de produção de energia elétrica (EE), até cerca de 20 MW. (deve-se ainda ter

em mente que isto representa uma máquina de 11 MW para o caso CP e de 20 MW

para o caso EC).

Como 30% é a máxima umidade que se pode atingir na secagem do bagaço, a

configuração ECCETO80 dá uma boa idéia acerca do máximo potencial de geração

de energia elétrica da Usina, trabalhando isoladamente (só com o bagaço próprio).

Assim, temos que a máxima geração de EE beira os 48 MW, com um excedente de

cerca de 40 MW para venda. Esta configuração fornece ainda uma relação potência

/ calor de cerca de três vezes a atual.

Via de regra, todas as alternativas apresentam índices de desempenho superiores

aos atuais, mas cuja progressão decresce com o aumento da complexidade (o que

não acontece com os custos), o que torna muito interessantes, sob uma análise

ponderada entre rendimento energético, exergético e investimento, as

configurações que adotam sistemas com TG NOVO de contrapressão, sem

extração em V1,5 , com geração total ou parcial em VA.

Como observações gerais, pode-se colocar a conveniência de se passar a

admissão da turbobomba da destilaria de V15 para V21 (ou substituindo a turbina

pelo TG reserva, caso esta não possa sofrer tal adaptação), evitando a passagem

de tanto vapor pela redutora V21-V15. Um estudo para a redução das perdas de

vapor nos processos de fabricação de açúcar e álcool também poderia surtir efeitos

muito positivos sobre a eficiência do sistema.

85

6.2 Gaseificador - Turbina a Gás - Caldeira de Recu peração

A simulação mostrou que nenhuma das alternativas consegue suprir a demanda de

calor para processo, o que mostra que, com os processos de gaseificação atuais, é

inviável tecnicamente a utilização de turbinas a gás na Usina em questão (a menos

que se compre combustível para utilização na turbina, o que foge do âmbito do

presente trabalho e caracteriza uma preocupação exclusiva com o caráter de

geração de energia elétrica).

Conforme apontado por vários artigos técnicos, a utilização de uma turbina a gás

objetiva primordialmente a geração de EE, aproveitando o calor residual dos gases

de escape para a geração de vapor através de uma caldeira de recuperação. Com a

utilização de turbinas de baixo rp (por exemplo, rp = 4, vide item 5.2) consegue-se

uma relação Potência/Calor de até 0,5. As outras configurações tendem a aumentar

esta razão, que comercialmente costuma estar acima de 1. Entretanto, nenhum

modelo de turbina a gás consegue atender ao perfil da Usina, que possui uma

relação Potência/Calor atual de 0,09, chegando a um máximo de 0,26 na alternativa

de melhor desempenho, conforme visto no item anterior.

Conclui-se que, apesar de o processo de gaseificação ser altamente ineficiente

(perde-se boa parte do gás pela queima no gaseificador e o gás gerado tem PCI

muito baixo), mesmo se todo o bagaço fosse convertido em gás não haveria

máquina que satisfizesse a relação Potência/Calor, dado o consumo de calor para

processo da usina, sem a utilização de algum combustível complementar.

Mesmo que se diminuísse a temperatura de saída dos gases da caldeira de

recuperação até 100ºC não se obteria o calor (na forma de vapor) necessário para o

processo; e mais ainda, mesmo com a temperatura dos gases saindo da caldeira

em 300ºC não haveria disponibilidade nos mesmos para se secar o bagaço abaixo

de 15% de umidade (condição mínima necessária para a gaseificação), conforme

será visto no próximo item.

86

Pelo fato de o sistema com turbina a gás não atender, nem ao menos no aspecto

técnico, às necessidades da Usina, não foi efetuada uma análise de sua interação

com os demais elementos da Central de Utilidades, nem serão discutidos aqui

aspectos como investimento, tecnologia, treinamento de mão-de-obra ou

infraestrutura de apoio para aquisição e operação de tal sistema.

6.3 Sistema de Secagem de Bagaço de Cana

Um quadro comparativo entre os níveis de secagem, resultante das simulações

feitas, é apresentado a seguir:

Tabela 6.3.1 - Quadro Comparativo do Teor de Secage m do Bagaço

Umidade final do bagaço % bu 20 25 30 35 40

PCI final kJ/kg 13512 12514 11517 10520 9523

Água Evaporada t/h 79,45 71,00 61,34 50,21 37,21

Temperatura de Chama 4 ºC 1537 1500 1458 1412 1361

T gases - saída caldeira ºC 284 277 269 261 251

T gases - saída secador ºC 72 86 102 121 143

Fluxo de gases secos t/h 894,9 903,3 913,0 924,1 937,1

O excesso de ar utilizado nos cálculos foi de 35%. Uma redução neste excesso de

ar promoveria uma temperatura de chama certamente maior, otimizando a

secagem. Isto implicaria, no entanto, na verificação e otimização das condições de

combustão do bagaço dentro da fornalha. O bagaço mais seco apresenta outra

condição de movimentação e de mistura com o ar dentro da câmara de combustão,

um tempo de residência menor, temperatura de ignição menor e outros fatores que

devem ser levados em conta numa análise desse tipo.

O que se pode depreender da análise comparativa entre os diferentes teores de

umidade do bagaço na saída do secador (e, portanto, na entrada da caldeira) é a

4Temperatura de Chama Adiabática sem Dissociação, levando-se em conta o excesso de ar.

87

confirmação da relação diretamente proporcional entre tal teor e a temperatura de

saída dos gases do secador.

Além disso, como a temperatura de saída do bagaço é de 64ºC, pelo critério

anteriormente estabelecido fica claro que o gás não pode sair com uma temperatura

inferior a 94ºC, o que automaticamente inviabiliza a secagem a teores de 20 ou

25% de umidade do bagaço na saída.

Por este motivo justificam-se as afirmações anteriores, de se adotar 30% de

umidade na simulação das alternativas EC (30% é um patamar mínimo aceitável,

posto que a temperatura de saída dos gases de 102ºC também não é ideal, além

de haver margem para desvios) e de não se conseguir secar o bagaço abaixo de

15% (nem com temperatura de gases na saída da caldeira a 300ºC, vide tendência

dos valores do quadro acima).

Conforme colocado no item 4.6, pode-se perceber que, somando-se os valores das

linhas do quadro que indicam a quantidade de água evaporada no secador e o fluxo

de gases “secos” que entra no secador, chegar-se-á a um valor constante (974,3

t/h), o que confirma que o que muda é apenas o local onde a água do bagaço é

evaporada (fornalha ou secador).

O secador a ser implementado num processo de secagem como o equacionado

seria do tipo “flash dryer” ou secador em suspensão, que se utilizasse do transporte

pneumático das partículas de bagaço pelos gases de combustão para promover a

dinâmica de secagem.

Estimativas preliminares, baseando-se na granulometria das amostras de bagaço

recolhidas e na secagem de bagaço a 30% de umidade b.u., apontam para a

necessidade de uma velocidade de cerca de 15 m/s na torre do secador e de um

tempo de residência de cerca de 3 segundos (entre subida e descida).

Este tipo de secador necessitaria ainda de equipamentos como ventilador

(preferencialmente de exaustão, para manter a pressão no interior do secador

88

negativa e evitar a necessidade de se trabalhar a altas temperaturas - como 270ºC -

, o que encareceria o ventilador. Além disso, na saída do secador o volume dos

gases é menor, consumindo menos potência de acionamento), ciclones e filtros.

Não será abordada neste trabalho uma maior especificação técnica do secador e

seus equipamentos; o escopo da análise limita-se à verificação de sua conveniência

e viabilidade técnica. O projeto de um secador seria assunto para uma análise

complementar em separado.

Os demais tipos de secadores não são indicados para a aplicação em questão. O

secador rotativo é excessivamente caro, complexo e ocupa um espaço muito

grande, por se encontrar praticamente na horizontal; além disso, necessita de uma

grande estrutura de equipamentos auxiliares, como acionamento do cilindro, roscas

e esteiras transportadoras, elevadores de canecas, tubulações de gases,

ventiladores, etc.

Já o secador de esteira, de concepção e implementação mais simples, apresenta

sérios problemas de operação, vedação e eficiência, não apresentando o

desempenho esperado. Para secagem a maiores teores de umidade, no entanto,

passa a ser uma alternativa a se considerar.

89

6.4 Considerações Finais

O presente trabalho apresenta as principais linhas de atuação que devem ser

seguidas para a Otimização da Central de Utilidades da Usina Santa Cruz. Aqui

estão indicadas soluções cuja adoção é recomendável, dadas as premissas da

otimização proposta, e principalmente as soluções que não devem ser adotadas.

Os temas abordados aqui são de utilidade universal para a Usinas de Açúcar e

Álcool, no que se refere às metodologias de modelagem, enfoque e análises. Os

resultados e as conclusões aqui atingidos, no entanto, são aplicáveis somente à

Usina Santa Cruz, não podendo ser estendidos indiscriminadamente a outras

Usinas. Cada Central de Utilidades possui suas características peculiares e deve

merecer uma simulação própria.

Este estudo não inclui a elaboração de desenhos de lay-out de equipamentos ou

folhas de especificações dos mesmos. Seu caráter é apenas indicativo, procurando

caracterizar conceitos a serem adotados, indicando opções a serem estudadas com

maior profundidade.

Não foi levada a cabo uma análise econômica das alternativas propostas, segundo

pretendia-se na concepção inicial do trabalho, devido à dificuldade de se obter

orçamentos dos equipamentos modelados (devido a seu porte, vários são feitos sob

encomenda aos fabricantes, que só se dispõem a realizar um orçamento quando

entendem haver real possibilidade de compra por parte do interessado).

90

7. Referências Bibliográficas

1. CESPEDES, J. F. P. & OLIVEIRA Jr, S. “Análise Exergética e Termoeconômica

da Cogeração no Setor Terciário” in Eletricidade Moderna, Dezembro de

1995.

2. DAUBERT, Thomas E. Chemical Engineering Thermodynamics. McGraw-Hill,

Cingapura, 1985.

3. IPT. Conservação de Energia na Indústria do Açúcar e do Álcool. Manual de

Recomendações, Coordenado por C. A. Camargo, Instituto de Pesquisas

Tecnológicas, São Paulo, 1990.

4. IRVINE Jr, T. F. & LILEY, P. E. Steam and Gas Tables with Computer Equations.

Academic Press, Inc., 1984.

5. KOTAS, T. J. The Exergy Method of Thermal Plant Analysis. Butterworths,

Londres, 1985.

6. PERRY, R. H. & GREEN, D. Perry’s Chemical Engineers’ Handbook. McGraw-

Hill, 6a ed., 1984.

7. STOECKER, W. F. Design of Thermal Systems. McGraw-Hill, 3a ed., 1989.

8. VAN WYLEN, G. J. & SONNTAG, R. E. Fundamentos da Termodinâmica

Clássica. Ed. Edgard Blücher, 3a ed., 1993.

9. VERTIOLA, S. R. & OLIVEIRA Jr., S. “Exergetic and Thermoeconomic Analysis

of the Steam Cycle of a Medium-Sized Sugar and Alcohol Mill” in ECOS’95

(Efficiency, Costs, Optimization, Simulation and Environmental Impact of

Energy Systems), Istambul, 11-15 de Julho de 1995.

91

10. WALTER, Arnaldo Cesar da Silva. Viabilidade e Perspectivas da Cogeração e

da Geração Termoelétrica Junto ao Setor Sucro-Alcooleiro. Tese de

Doutorado, UNICAMP, Novembro de 1994.

92

8. ANEXOS

• Fluxograma 1 - Situação Atual

• Fluxograma 2 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Vapor de Contra-Pressão

• Fluxograma 3 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Vapor de Extração - Condensação

• Fluxograma 4 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Gás e Caldeiras de Recuperação

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