curso copersucar de patio y molinos

CURSO DE OPERAÇÃO DE

MOENDAS

CENTRO DE TECNOLOGIA COPERSUCAR - CTC

SEÇÃO DE TECNOLOGIA DE MOAGEM

REV. 0 - JANEIRO / 1999

CURSO DE OPERAÇÃO DE MOENDAS

1

Índice 1 Transporte de Cana 3 2 Recepção e Manuseio de Cana 11 3 Alimentação 23 4 Alimentação - Cuidados Operacionais e de Projeto 37 5 Preparo de Cana 44 6 Alimentação do 1º Terno 59 7 Moagem de Cana 64 8 Sistema Hidráulico 83 9 Componentes da Moenda 104 10 Sistema de Embebição 105 11 Regulagem de Moenda 125 12 Montagem da Moenda 136 13 Avaliação do Desempenho da Moagem 148


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CURSO BÁSICO SOBRE OPERAÇÃO E MONTAGEM DE MOENDAS

O objetivo deste curso é fornecer aos supervisores, encarregados, operadores e

mecânicos envolvidos com a área de moagem de cana-de-açúcar uma visão geral dos

equipamentos mais utilizados atualmente e informações sobre seu funcionamento e

cuidados na operação. Fornecemos também alguns parâmetros operacionais de

processo e uma visão rápida do controle analítico e sua interpretação para que os

encarregados possam corrigir as anomalias que venham a ocorrer.

A avaliação de alguns resultados fundamentais e a informação e conscientização dos

operadores diretamente envolvidos com o processo, sobre a importância desses

valores, são fundamentais para um desempenho eficiente do sistema de moagem.


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1 Transporte de Cana

1.1 Meios de transporte

As indústrias sucro-alcooleiras que são supridas com cana-de-açúcar como

matéria-prima, utilizam para transporte a via rodoviária, ferroviária e em

pequena escala, a fluvial. A ferroviária é muito difundida na Austrália. No Brasil

o transporte predominante, ou praticamente a sua totalidade, é feito por via

rodoviária.

Para o transporte rodoviário usam-se caminhões combinados com reboques

em diferentes configurações: caminhão simples, trucado, caminhão trucado

com um reboque (Romeu e Julieta), caminhão trucado com dois reboques

(treminhão) e um cavalo mecânico com dois reboques (rodotrem). As Figuras

1.1, 1.2, 1.3 e 1.4 mostram estas configurações. Para curtas distâncias,

dentro da fazenda, também se utilizam tratores com um ou mais reboques.

As configurações acima citadas valem tanto para o transporte de canas inteiras

ou picadas (toletes de aproximadamente 30 cm). A diferença reside no tipo de

carrocerias e também no carregamento e descarregamento de cana.

Figura 1.1 - Caminhão trucado para transporte de cana


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Figura 1.2 - Caminhão com um reboque: "Romeu e Julieta"

Figura 1.3 - Caminhão com dois reboques: "Treminhão"

Figura 1.4 - Cavalo mecânico com dois reboques: "Rodotrem"

1.2 Tipos de carrocerias

Existem vários tipos de carrocerias que foram desenvolvidos ao longo do

tempo, à medida que os caminhões também foram modernizando-se. Hoje a

ênfase é no sentido de desenvolver sistemas versáteis que transportem cana

inteira e picada, utilizando-se o mesmo sistema de descarga e recepção.

− Carrocerias tipo fueiro para cana inteira (Fig. 1.5)

São carrocerias mais antigas, com a parte frontal e traseira fechadas e a

lateral constituída de tubos verticais espaçados com altura de

aproximadamente 1,5 m. Estes tubos contém no seu interior troncos de


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madeira que se estendem até a altura total da carroceria. O

descarregamento é feito por hilo com cabo passante.

Figura 1.5 - Carroceria tipo fueiro para cana inteira

− Carrocerias convencionais para cana inteira (Fig. 1.6)

As mais recentes são totalmente confeccionadas em aço, sendo também

fechadas na parte frontal e traseira e as laterais semi-abertas. A descarga é

feita passando-se cabos de aço sob a carga, com as extremidades de um

lado enganchadas nas correntes pendentes da mesa e do lado oposto

enganchadas nos ganchos do balanção do hilo. Todas estas operações são

feitas no ato da descarga, o que requer uma elevada mão de obra. Para

diminuí-la e agilizar o sistema, os cabos foram fixados às carrocerias. Neste

caso, as extremidades de um lado dos cabos são presas na lateral superior

da carroceria do lado da descarga e as opostas, presas a um tubo ou perfil

que repousa na lateral superior oposta. A descarga é feita por hilo, cujo

balanção é provido de ganchos que levantam o tubo ao qual estão presos os

cabos, movimentando-o no sentido ascendente. Neste caso só se requer um

operário para manobrar o hilo, entretanto cada carroceria requer o seu

próprio conjunto de cabos.

No primeiro caso, a altura da traseira da mesa deve ser maior que a da

carroceria e no segundo caso, o contrário. Para poder utilizar os dois


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sistema de descarga varia-se a altura da traseira da mesa através de

sistema hidráulico, tornando o sistema mais versátil.

Figura 1.6 - Carroceria convencional para cana inteira

− Carroceria tipo caçamba para cana inteira e picada (Fig. 1.7)

É uma carroceria totalmente fechada feita em chapa e perfis de aço. A

descarga é feita basculando-se a caçamba cujo eixo de articulação se

localiza na parte superior lateral do lado da descarga. O basculamento foi

previsto para ser feito com hilo, entretanto pode-se utilizar a ponte rolante

com balanção adaptado. Podem equipar os caminhões trucados, com um

reboque, treminhão ou rodotrem.

Figura 1.7 - Carroceria tipo caçamba para cana inteira e picada

− Carroceria com basculamento lateral para cana picada e inteira (Fig. 1.8)

Foi um dos primeiros tipos de carrocerias adotadas para cana picada

embora também transporte cana inteira. A descarga é efetuada por guincho


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hidráulico lateral provido de dois braços articulados que se engatam num

apoio da base da carroceria, basculando-a. À medida que a carroceria vai

sendo basculada, a tampa lateral se abre, fazendo a carga fluir.

Figura 1.8 - Carroceria com basculamento lateral para cana picada ou

inteira.

− Carroceria tipo container para cana picada (Fig. 1.9)

É uma carroceria fechada e totalmente independente do chassis de modo

que no carregamento na lavoura os caminhões não adentram nos canaviais,

ficando menos sujeitos ao desgaste. Nos canaviais os containers são

transportados por tratores e o descarregamento é feito através de guincho

hidráulico que rotaciona o container sobre si, até um ângulo que a carga

escoe. A vantagem deste sistema é que a descarga pode ser efetuada em

ambos os lados da carroceria. A capacidade de cada container pode variar

de 10 até 30 toneladas.

Figura 1.9 - Carroceria tipo container para cana picada

− Carroceria com sistema de tela para cana picada e inteira


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Trata-se de uma carroceria totalmente fechada e recoberta internamente

com uma tela. Esta é presa no sentido longitudinal da carroceria, na parte

superior do lado da descarga e, do outro lado, a um tubo longitudinal que

repousa também na parte superior da carroceria. O descarregamento é

efetuado por meio de hilo, cujo balanção levanta o tubo com a tela

movimentando-o no sentido ascendente, fazendo a carga tombar. Para a

descarga de cana picada, a parte frontal e traseira acima da carroceria são

fechadas por flaps, para que a carga não transborde. Os flaps possuem

movimentos de avanço, recuo e pivotamento, comandados por sistemas

hidráulicos para adaptar-se a diferentes tamanhos de carrocerias.

Por motivos econômicos, a tendência é a adoção somente de caminhões de

grande capacidade de carga, principalmente o rodotrem, ficando os

caminhões de pequena capacidade para utilização em distâncias curtas ou

em locais com insuficiência de espaço para manobra, e também em

determinadas estradas .

Em termos de tipo de cana a transportar, a tendência é a adoção de cana

picada. Os motivos são; mão-de-obra para corte cada vez mais escassa,

nova lei ambiental que restringe a queima de cana, necessidade de redução

no custo da colheita, etc. A cana inteira, no futuro, ficará restrita a locais

onde não é possível a mecanização devido a condições topográficas.

A capacidade de carga dos veículos depende muito do tipo de carregamento,

estado, variedade e arranjo da cana, etc. Na tabela 1.1 encontra-se um

indicativo da capacidade de carga dos diversos veículos mencionados acima.

Tabela 1.1 - Capacidade de carga dos veículos utilizados no transporte de

cana.

Tipo de Veículo Toneladas


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Caminhão simples 10-13

Caminhão trucado 13-20

Romeu e Julieta 30-40

Treminhão 40-50

Rodotrem 50-60

1.3 Sistema de transporte

O sistema de transporte deve ser eficiente, sem no entanto haver ociosidade

excessiva de equipamentos. Deve fornecer cana em quantidade suficiente,

sem ocasionar parada da indústria por falta de matéria-prima, uma vez que

qualquer interrupção na moagem irá acarretar vários transtornos no processo

de fabricação e, em consequência, diminuirá a eficiência global da indústria, o

que é extremamente indesejável.

Uma usina de açúcar opera 24 horas ininterruptamente. As paradas só

ocorrem devido a chuvas ou para manutenção prevista na indústria quando

cessa o transporte de cana. A parada prevista para manutenção, em média a

cada 20 dias, tem a tendência atual de ser mais longa, com o intuito de

melhorar o aproveitamento de tempo.

A cana pode ser transportada continuamente durante 24 horas ou somente

durante um período, interrompendo-se parte da noite. A vantagem do

transporte contínuo é a utilização mais racional do sistema e o menor

investimento relativo. No entanto, os equipamentos estão sujeitos a maiores

desgastes e quebras, principalmente durante o período noturno. Quanto ao

transporte intermitente, há necessidade de maior quantidade de veículos,

tratores e colheitadeiras, o que acarreta um investimento maior nos

equipamentos e também a necessidade de investimento na infra-estrutura da

indústria para estocagem e posterior alimentação de cana. Um fator que deve

ser levado em conta no transporte de cana é a deterioração da matéria-prima


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após o corte. Além da perda de sacarose, no processamento na indústria a

qualidade do açúcar fica muito prejudicada e a fermentação torna-se mais

difícil. Via de regra, a cana deve ser processada no máximo 24 horas após o

corte.


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2 Recepção e Manuseio de Cana

2.1 Introdução

Toda a cana que entra na usina é pesada em balança do tipo plataforma.

Pesa-se o caminhão com carga ao entrar na indústria e novamente na saída, já

vazio, obtendo-se o peso da cana pela diferença. Alguns caminhões são

escolhidos dentro de um sistema estatístico preestabelecido para retirada de

amostras na sonda. A pesagem é necessária para controle da quantidade de

matéria-prima, pagamento de cana, cálculo da eficiência dos equipamentos e

global da usina, assim como para quantificar eventuais perdas. A pesagem e a

análise da matéria-prima são necessárias também para o controle químico e

balanço energético e de massa da usina.

A cana, como é uma matéria de baixa densidade, ocupa um volume

relativamente grande. A consequência deste fato é que os equipamentos para

seu manuseio terão, proporcionalmente, maiores dimensões. A densidade da

cana é influenciada por vários fatores, tais como: variedade, clima, arranjo

(cana ordenada em feixe, aleatório), estado (inteira, picada, desfibrada), altura

de estocagem, etc. Na Tabela 2.1 tem-se um indicativo das densidades da

cana em diversas situações.

Após a pesagem, a cana pode ser conduzida diretamente para processamento

ou ser estocada para posterior moagem. A cana picada, por ter maior

superfície exposta à deterioração, não é estocada.


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Tabela 2.1 - Densidade da cana

Estado da Cana * H (m) Densidade (kg/m3)

Cana inteira no pátio 2,5 295 - 320

Cana inteira no barracão 7,0 295 - 370

Cana inteira na esteira 2,5 175 - 230

Cana picada na esteira 1,5 345 - 410

Cana desfibrada na esteira - 300 - 400

Cana picada no caminhão 2,0 400 - 500

* H Altura média do feixe de cana

2.2 Estocagem de cana

2.2.1 Pátios

Pátios são áreas de chão batido ou de concreto a céu aberto, sobre as quais

as canas são empilhadas. O manuseio de cana é feito através de tratores

providos de garras (Fig. 2.1), tanto para empilhamento quanto para posterior

suprimento das mesas alimentadoras. A capacidade de estocagem do pátio

está limitada à altura da elevação da garra do trator, que em média é de 2,5 m.

O peso específico médio da cana no pátio é da ordem de 300 kg/m3, portanto a

capacidade por área é de 750 kg/m2. As principais características do pátio

são:

− Investimento inicial na infra-estrutura é menor.

− Possibilidade de reciclagem de matéria-prima mais racional.

− Custo elevado de manutenção dos tratores.

− Limitação na altura de estocagem, portanto necessita de área

proporcionalmente maior.

− Consumo de combustível elevado.


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− Necessidade de mesas alimentadoras com a parte traseira aberta ou com

um mecanismo para abrir e fechar.

Figura 2.1 - Trator para manuseio de cana no pátio

2.2.2 Barracão

Barracão de cana é a designação de edifícios construídos em alvenaria ou

estruturas metálicas, podendo ser um prolongamento do próprio edifício das

moendas ou difusor. Normalmente possui uma largura entre 20 a 30 metros e

uma altura em torno de 15 metros, e é sempre provido de pontes rolantes.

O manuseio de cana no barracão é feito por meio de garras hidráulicas

(Figura 2.2) ou de balanção (Figura 2.3) que são acoplados no gancho da

ponte rolante.

O peso específico médio da cana estocada no barracão é da ordem de

335kg/m3 e a altura de estocagem depende da altura do barracão e também


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da característica mecânica da ponte rolante. As características principais do

barracão são:

− Utiliza menor área em relação ao pátio, devido a altura de estocagem maior.

− Energia para movimentação de cana pode ser gerada na própria usina

(economia de óleo diesel).

− Custo de aquisição do barracão e da ponte rolante elevado.

− Capacidade de alimentação limitada devido à restrição nos movimentos da

ponte e do peso morto elevado das garras.

− Perde-se muito tempo para movimentação das pontes rolantes,

principalmente para os barracões longos.

Figura 2.2 - Garra hidráulica


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Figura 2.3 - Balanção retirando cana inteira do caminhão no barracão de

cana

2.2.3 Estocagem em container ou reboques (Figura 2.4)

Quando o transporte é feito em containers a cana pode ser estocada nele

mesmo. Para isso, utiliza-se um trator especialmente adaptado tanto para

descarga, quanto para posterior alimentação. Um outro meio de se estocar a

cana é quando o transporte é feito por rodotrem. As duas carretas se separam

do cavalo mecânico e ficam livres. Um trator é utilizado somente para levar as

carretas do local de estocagem até o ponto de descarga e voltar.


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Figura 2.4 - Estocagem em containers

2.3 Equipamentos para descarga e manuseio

A seguir serão descritos os equipamentos mais comuns usados para

descarregamento de cana.

2.3.1 Hilo

É o equipamento mais difundido para descarga de cana. É um sistema

simples, fácil de operar, prático e relativamente rápido. É um guincho composto

de uma estrutura tubular ou de perfis laminados, com altura variando entre 13

a 16 m. A estrutura sustenta um sistema de cabos com polias que movimenta

uma viga horizontal num movimento ascendente e descendente. O caminhão a

ser descarregado é estacionado entre o hilo e a mesa, ou entre o hilo e a

rampa de descarga. Como vimos anteriormente, pode ser usado para descarga

de carrocerias simples para cana inteira, com ou sem cabos fixos, carroceria

tipo caçamba com báscula superior ou com sistema de telas. A descarga se

processa por ação de tombamento ou basculamento. (Figuras 2.5 e 2.6).


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O hilo pode ser fixo ou móvel. No móvel, a estrutura é presa a uma plataforma

que se move sobre trilhos e possui um contrapeso na traseira. Quanto ao

acionamento do sistema de cabos pode ser mecânico ou hidráulico. Para se

ter um melhor controle, alguns hilos possuem uma guia para o balanção, o

que torna o hilo mais fácil de operar.

Figura 2.5 - Hilo mecânico fixo, descarregando cana inteira


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Figura 2.6 - Hilo hidráulico móvel, descarregando cana picada

2.3.2 Balanção

É um "guindaste" hidráulico utilizado em conjunto com pontes rolantes. É

usado para descarga de cana inteira do caminhão dentro do barracão (Fig.

2.3). Apresenta cabos de aço pendentes de uma viga que são colocados

manualmente de forma a laçar o feixe de cana. A carga é erguida e levada

para o estoque ou para mesas alimentadoras. O desenlace do feixe de cana é

feito hidraulicamente pelo operador da ponte. É um sistema que requer muita


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mão de obra, difícil de operar e não é nada prático. Por isso mesmo está em

desuso.

2.3.3 Garra hidráulica

A sua função restringe-se à movimentação de cana inteira dentro do barracão;

para estocagem e alimentação das mesas. O equipamento não se destina a

descarregamento de cargas dos caminhões. Como no sistema de balanção,

trabalha acoplada à ponte rolante. É constituída de uma viga horizontal na qual

se encontram os braços mecânicos articulados que são movidos por cilindros

hidráulicos que abraçam os feixes de cana (Fig. 2.2).

2.3.4 Tombador hidráulico lateral

Este sistema é utilizado para descarregamento de cana com carroceria com

báscula lateral. É um guindaste hidráulico, fixo no chão, formado por dois

braços mecânicos articulados, movimentados por cilindros hidráulicos, que se

engatam à base da carroceria, basculando-a. À medida que a carroceria vai se

inclinando, sua tampa lateral vai se abrindo, deixando a carga fluir (Figura 2.7).

É um equipamento simples, fácil de operar e requer somente um operador

para todo o ciclo de descarga tornando o sistema ágil. Entretanto, as

carrocerias estão mais sujeitas à torção.


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Figura 2.7 - Tombador hidráulico para cana picada

2.3.5 Tombador hidráulico para container

É um guincho hidráulico fixo, composto de duas lanças móveis presas a uma

plataforma rotativa. As lanças encaixam-se em dois canais da base da

carroceria e ,o sistema rotaciona o container em torno de si mesmo, em dois

estágios, através de cilindros hidráulicos, até a um ângulo em que a cana

escoe. O sistema é fácil de operar e requer somente um operador. A vantagem

deste sistema é que o descarregamento pode ser feito em ambos os lados da

carroceria.


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2.3.6 Trator

O trator é usado para movimentar cana inteira no pátio, para estocagem e

alimentação das mesas. É provido de garras que se abrem e fecham,

comandadas hidraulicamente (Fig. 2.1). É muito eficiente para movimentação

de cana, entretanto o custo de manutenção e o consumo de combustível são

elevados.

2.4 Limpeza de cana

A prática atual para colheita de cana é queimá-la na lavoura, com o objetivo de

facilitar a colheita manual e minimizar as impurezas vegetais. A grande parte

das impurezas minerais é retirada através de lavagem de cana nas mesas

alimentadoras. Este procedimento acarreta inconvenientes, tais como; perda

de sacarose, necessidade de uma infra-estrutura para o bombeamento,

decantação e neutralização da água e posterior tratamento dos efluentes para

devolução ao meio ambiente em condições normais.

Com a nova legislação sobre o meio ambiente tornando-se mais abrangente e

mais rigorosa ano a ano, o enfoque sobre a colheita e limpeza de cana está se

alterando profundamente. Atualmente, está proibida a queima de cana em um

raio de 5 km da cidade. Entrará também em vigor a lei da bacia hidrográfica,

que rege sobre a captação e uso da água dos rios, além da legislação sobre a

lei dos efluentes.

Para atender a estas leis, em médio prazo, a colheita de cana

necessariamente será crua e mecanizada. O corte manual restringir-se-á a

locais onde a topografia não permita a mecanização. Com a colheita crua e

mecanizada, as impurezas vegetal e mineral irão aumentar e com a restrição

ao uso da água e maior rigor na emissão de efluentes e particulados, a limpeza

de cana passará certamente a via seca, eliminando-se a lavagem.


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Algumas usinas já possuem sistema de limpeza de cana a seco. Basicamente

este sistema consiste de uma mesa alimentadora, uma série de correias

transportadoras, escova rotativa e câmaras de separação dotadas de

ventiladores. A mesa alimentadora tem inclinação de 45°, com fundo perfurado

para retirada de impurezas minerais. A separação das impurezas vegetais é

feita em 3 estágios. Na primeira câmara, dotada de 4 ventiladores, localizada

na transferência de cana da mesa para a correia transportadora; na segunda

câmara, dotada de um ventilador único, localizada após as escovas rotativas,

na transferência da primeira para a segunda correia e na terceira câmara,

também dotada de um ventilador único, localizada na transferência da segunda

para a terceira correia. As impurezas são coletadas através de séries de

correias transportadoras e enviadas a uma moega coletora, onde são retiradas

por caminhões. A escova rotativa destina-se ao desprendimento de impurezas

grudadas à cana para melhorar a eficiência das ventilações posteriores.


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3 Alimentação

3.1 Introdução

A cana recebida pela Usina deve ser conduzida às moendas ou difusores

convenientemente, passando pelo sistema de preparo. Este sistema de

condução deve ser robusto e confiável para suportar, sem quebras, os

esforços elevados a que estão submetidos. Também deve propiciar a

alimentação do equipamento de extração de caldo, mais contínua e

uniformemente possível, sem interrupções, pois como veremos a seguir, esta

uniformidade é um fator preponderante para boa performance e obtenção de

elevado nível de extração nas moendas ou difusores.

Esta interligação é feita através de mesas alimentadoras e esteiras de cana

(Fig. 3.1). A figura mostra um possível layout de equipamentos nos setores de

descarga, alimentação, preparo e moagem de cana. Um dos cuidados que se

deve tomar no projeto destes setores é quanto ao tráfego de caminhões. O

fluxo deve ser bem eficiente, livre de quaisquer obstáculos, de tal forma que o

motorista não precise de nenhuma manobra além da normal para entrar e sair

da área industrial. Uma manobra de marcha a ré com caminhões, por exemplo,

é altamente condenada.


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Figura 3.1 - Interligação entre descarga, alimentação e extração

3.2 Mesas alimentadoras

3.2.1 Equipamento

Sua função principal é fazer a interligação conveniente entre a descarga ou a

estocagem e o condutor principal de cana (esteira de cana ou correias

transportadoras). As mesas alimentadoras são transportadores que possuem

características peculiares para desempenhar a função. São transportadores de

corrente muito largos e curtos, com formato do seu leito retangular ou mesmo

quadrado, e sempre posicionado perpendicularmente às esteiras de cana. A


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sua função básica é receber a cana dos caminhões ou da estocagem e fazer

uma alimentação uniforme das esteiras ou correias tranportadoras.

A largura da mesa depende do comprimento das carrocerias dos caminhões,

devendo ser de 2 a 2,5 m maior que o comprimento destas. As mesas

alimentadoras que recebem cana de pátios por meio de tratores, podem ser

mais estreitas, com largura em torno de 8 m. Normalmente, as mesas recebem

feixes de canas em lotes (bateladas), devendo portanto possuir a capacidade

de proporcionar alimentação regular, contínua e uniforme da esteira, dosando

a carga recebida.

Uma outra função das mesas é propiciar a lavagem da cana sobre o seu leito.

Através de tubo perfurado, posicionado transversalmente à mesa, próximo ao

seu eixo de acionamento, a água é jogada sobre a camada de cana. Lava-se

somente cana inteira, pois a picada, devido à maior área de exposição,

perderia muita sacarose.

3.2.2 Tipos de mesas

As mesas alimentadoras normalmente são conhecidas como convencionais,

de média inclinação e de elevada inclinação. A mesa convencional

caracteriza-se por ter um leito com ângulo de inclinação variando de 0 a 20°

(Fig. 3.2) e normalmente trabalha com corrente com garras , sem o uso de

taliscas (Fig. 3.3). A mesa de inclinação média possui um ângulo do leito de

30°, 35° ou 40° e a mesa de inclinação elevada de 45° e 50° (Fig. 3.4).

Normalmente, ambas usam correntes com taliscas (Fig. 3.5).

As mesas devem, preferencialmente, utilizar correntes de arraste, pois as

correntes de rolos desgastar-se-iam rapidamente devido à penetração de

partículas abrasivas entre o rolo e a bucha. Quando não se faz o uso de

taliscas, o espaçamento entre as correntes não deve exceder 600 mm; caso

contrário pode chegar a 1200 mm (Fig. 3.5).


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Figura 3.2 - Mesa alimentadora convencional

Figura 3.3 - Correntes para mesa alimentadora convencional

Figura 3.4 - Mesa 45°


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Figura 3.5 - Corrente e talisca para mesa 45°

3.2.3 Acionamento de mesas alimentadoras

Para cumprir as funções básicas de dosar a carga e promover alimentação

uniforme, contínua e ininterrupta das esteiras de cana é imprescindível que as

mesas alimentadoras possuam velocidade de operação continuamente

variável. Sem esta variação torna-se difícil cumprir a tarefa acima. Esta

variação de velocidade pode ser produzida de várias maneiras. Na indústria

açucareira basicamente são utilizados o variador eletromagnético, inversor de

frequência e em menor escala o acoplamento hidráulico com conversor de

torque e o acionamento hidráulico.

O acionamento com variador eletromagnético foi largamente difundido no

passado mas hoje os inversores de frequência estão em franca ascensão

devido a queda nos preços, menor manutenção, compactação do acionamento

e economia de energia.


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O variador eletromagnético trabalha pelo princípio da variação do fluxo

magnético na bobina presa no eixo de saída. Dependendo desta intensidade

do fluxo magnético há maior ou menor escorregamento entre o eixo de entrada

e saída, variando a velocidade relativa entre ambos. Portanto a potência na

entrada e saída é diferente e esta diferença é dissipada em forma de calor.

Devido a estas características, para baixas velocidades, o variador tende a

esquentar.

Figura 3.6 - Acionamento de uma mesa alimentadora, com variador

eletromagnético

O conversor ou inversor de frequência trabalha pelo princípio da variação da

tensão e frequência que alimenta o motor elétrico, variando a velocidade do


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motor. Uma vantagem é que o inversor limita a corrente do motor, diminuindo

os picos de partida e, principalmente, não apresenta perdas de potência tão

altas como os variadores, quando se trabalha com velocidades mais baixas,

dando uma grande economia de energia. Para baixas velocidades, a ventilação

do motor é prejudicada além de o torque de partida diminuir sensivelmente. A

variação da frequência e tensão é totalmente eletrônica.

O acionamento hidráulico (Fig. 3.7) é constituído de; reservatório de óleo,

válvulas, motor elétrico, bomba de pistões axiais, motor hidráulico de pistões

axiais e redutor de velocidade. A variação de velocidade no caso hidráulico é

feita pela variação contínua de vazão de óleo por meio de inclinação do angulo

de trabalho dos pistões da bomba. Existe uma variante em que se usa motor

hidráulico de pistões radiais de elevado torque, eliminando o uso do redutor de

velocidade, tornando o acionamento compacto.


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Figura 3.7 - Acionamento hidráulico para mesa alimentadora

O acionamento hidráulico com conversor de torque (Fig. 3.8) é constituído de:

reservatório de óleo, acoplamento hidráulico bipartido, bomba de óleo

acionada por meio de motor elétrico, anel pescador e trocador de calor. A

velocidade é variada por meio da quantidade de óleo em circulação dentro do

acoplamento. Quanto maior a vazão de óleo, menor o "escorregamento" entre

as duas metades do acoplamento e vice-versa. A quantidade de óleo a ser

bombeada é regulada pelo anel pescador.


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Figura 3.8 - Acionamento hidráulico com conversor de torque.

Para melhorar as características de alimentação uniforme e contínua, as

mesas de média e elevada inclinação são equipadas com nivelador de cana.

Trata se de um eixo tubular com braços, que gira numa rotação em torno de 40

rpm. É posicionado perto do eixo acionador, distanciado cerca de 1000 mm do

leito da mesa, não deixando que a camada de cana ultrapasse essa altura.

A velocidade máxima das mesas alimentadoras é normalmente limitada a:

− Mesas convencionais : 8 m/min.

− Mesas 30°, 35°, 40° : 13- 15 m/min.

− Mesas 45°, 50° : 15- 18 m/min


32

3.2.4 Características operacionais

A seguir estão listadas as características principais das mesas.

Mesas convencionais:

− A capacidade de alimentação é elevada pois a camada de cana sobre a

mesa é espessa.

− A lavagem de cana é deficiente devido a esta grossa camada de cana

dificultar a penetração da água (Fig. 3.2).

− Mesmo com velocidade da mesa variável, o controle de alimentação ainda

não é total, dependendo muito da habilidade do operador.

Mesas de elevada inclinação (45° e 50°)

− Nas mesas de inclinação elevada, a cana ao ser movimentada fornece uma

camada uniforme de pouca espessura.

− Esta menor altura da camada de cana melhora a eficiência de lavagem,

facilita o controle e uniformidade de alimentação.

− Entretanto, esta menor altura da camada de cana reduz a capacidade de

alimentação da mesa e portanto é necessário uma velocidade maior.

− O desgaste das correntes é maior que nas mesas convencionais.

− Proporcionalmente, utiliza menor quantidade de água de lavagem (5 m3/TC)

que as mesas convencionais (10 m3/TC).

3.2.5 Capacidade das mesas alimentadoras

A capacidade das mesas alimentadoras depende basicamente da altura da

camada de cana sobre o seu leito, da velocidade do transportador e do peso

específico do material.

Nas mesas alimentadoras convencionais a camada de cana sobre o seu leito

depende muito da sobreposição de cana no momento da descarga, portanto


33

torna-se difícil estabelecer uma capacidade. Entretanto, em ritmo normal de

descarga, trabalhando com cana inteira, podemos considerar uma capacidade

máxima em torno de 800 TCH.

No caso das mesas 45°, a camada de cana sobre o seu leito é bem mais

uniforme, não dependendo tanto da maneira de descarga. Entretanto a

capacidade também é influenciada pela altura das garras das taliscas. Para

uma mesa com velocidade máxima de 18m/min., a capacidade máxima é da

ordem de:

− Altura das garras de 250 mm : 320 TCH.

− Altura das garras de 200 mm : 200 TCH.

Para as mesas de média inclinação, a capacidade média é da ordem de 400 a

500 TCH.

3.3 Esteira de cana

3.3.1 Equipamento

No sistema mais usual, a condução de cana desde as mesas alimentadoras

até o sistema de extração compõe-se de uma ou mais esteiras metálicas de

cana em série, seguida de correia transportadora. Na esteira metálica ou no

final dela, são montados os equipamentos de preparo de cana, jogo de facas e

desfibrador. As esteiras metálicas são transportadores metálicos, fechados

lateralmente com chapas de aço, sendo o fundo constituído de taliscas presas

às correntes e que se movem juntas (Fig. 3.9). Sua seção transversal possui

formato retangular. As correntes são apoiadas em vigas longitudinais e o

número de linhas varia de dois a quatro, dependendo da bitola e comprimento

da esteira. Pode-se usar vários tipos de corrente, entretanto a mais utilizada é

a de rolos. A função da esteira é conduzir a cana para a esteira de borracha,

passando antes pelo sistema de preparo (Fig. 3.1). As esteiras metálicas


34

servem tanto para cana inteira quanto para picada, não havendo distinção

entre elas. A inclinação máxima da esteira metálica deve ser limitada a 18° e

da correia transportadora a 23°.

Em termos de dimensões, o comprimento total da esteira metálica geralmente

é limitado a 50m, pois acima deste valor o esforço nas correntes torna-se

elevado, havendo o perigo de desgaste prematuro ou mesmo de rompimento.

Portanto, quando há necessidade de esteiras com comprimentos maiores,

utiliza-se duas ou mais esteiras em série. Sempre que possível, evita-se a

colocação das esteiras em ângulo reto entre si (esteira transversal), pois a

transferência de material de uma para outra é problemática. A largura da

esteira normalmente é igual à bitola da moenda; no entanto, utiliza-se uma

bitola imediatamente superior, por motivos de capacidade ou de melhores

condições de alimentação.

Figura 3.9 - Esteira metálica


35

3.3.2 Acionamento de esteiras

A velocidade da esteira de cana deve ser variável continuamente e nunca ser

fixa, pois deve absorver variações voluntárias no processo de produção, assim

como as irregularidades na alimentação da cana, além de permitir a

automatização total da alimentação.

O sistema de variação de velocidade e os equipamentos utilizados no

acionamento são idênticos aos da mesa, já descritos.

A velocidade máxima das esteiras metálicas é função do tipo de transportador,

corrente e da capacidade de transporte. A capacidade é dada por:

Q = b h d V 601000

(ton / h)⋅ ⋅ ⋅ ⋅

Sendo:

Q - Capacidade máxima do transportador (ton/h)

b - Largura da esteira (m)

h - Altura média da cana sobre a esteira (m)

d - Peso específico da cana sobre a esteira (kgf/m3)

V - Velocidade máxima da esteira (m/min)

A altura média h da cana, na prática, é pouco menor do que a altura da lateral

da esteira.

A velocidade é escolhida então, de modo que a capacidade máxima do

transportador seja em torno de 40% maior que a capacidade da moenda ou

difusor. Normalmente, a velocidade máxima das esteiras é limitada a 15m/min.


36

3.3.3 Correia transportadora para cana

A vida média da corrente e talisca é de três safras, sendo que em todas as

safras as correntes devem ser reformadas. A aquisição e reforma das

correntes são itens que oneram em muito o custo de manutenção das esteiras

de cana e o enfoque atual é diminuir o custo de manutenção industrial. Com o

advento do sistema de limpeza a seco de cana, as esteiras de corrente serão

substituídas por correias transportadoras. Isto possibilitará a redução de custo

de manutenção sensivelmente.


37

4 Alimentação - Cuidados Operacionais e de Projeto

Para o bom desempenho de todo o conjunto de moagem, como foi dito antes,

a uniformidade e continuidade de alimentação da cana é um fator

imprescindível. Entretanto, para se conseguir o intento é necessário, além do

projeto adequado destes setores, uma operação correta dos equipamentos. A

seguir listamos alguns pontos importantes com respectivo comentário.

(A) - Layout

Deve-se dar especial atenção na fase de implantação dos equipamentos

industriais. O layout dos equipamentos deve ser bem racional, dando-se uma

especial atenção ao tráfego eficiente dos caminhões de cana, pois um layout

mal feito nunca propiciará uma alimentação de cana adequada, além de tornar

difícil o posterior rearranjo e modificações.

(B) - Acionamento de mesas e esteiras

O acionamento das mesas e esteiras de cana deve ser com velocidade

continuamente variável, para possibilitar ao operador, principalmente das

mesas alimentadoras, o controle de camada de cana sobre as esteiras e a

maior uniformidade de alimentação possível. A uniformidade total de

alimentação só é conseguida com automatização total da alimentação, o que

não pode ocorrer se a velocidade dos transportadores não for variável.

(C) - Cabine do operador das mesas.

O operador das mesas alimentadoras deve possuir uma visão clara e perfeita

de todo o conjunto de mesas e esteiras, assim como a transferência de cana

de um equipamento a outro. Portanto, a localização da cabine do operador é

importante para atender a estes requisitos. Para sistemas mais modernos a

alimentação é totalmente automatizada, a cabine de operação encontra-se no

centro geográfico da usina e todo o processo (inclusive fabricação, caldeiras,


38

fermentação e destilação) é comandado desta cabine. Em pontos vitais são

colocadas câmeras de TV por meio das quais o operador tem uma visão

pontual.

(D) - Largura de mesa

Figura 4.1 - Largura de mesas alimentadoras

(E) - Ligação mesa/esteira


39

Figura 4.2 - Altura de descarga


40

(F) - Dimensões recomendadas para instalação

MESA CONVENCIONAL / ESTEIRA METÁLICA

Figura 4.3 - Instalação de mesa convencional/esteira de cana


41

(G) - Dimensões recomendadas para instalação

MESA 45o / ESTEIRA DE CANA

Figura 4.4 - Instalação de mesa 45°/esteira de cana


42

(H) - Alimentação da esteira

Figura 4.5 - Alimentação de esteira


43

(I) - Cana na esteira

FIG. 4.6 - Altura de Camada de Cana na Esteira


44

5 Preparo de Cana

5.1 Objetivo

A cana, por natureza, possui uma estrutura sólida e a sacarose encontra-se na

polpa interna envolta em casca dura. Para facilitar o trabalho de extração deve-

se desfazer esta formação natural.

Os objetivos do preparo de cana são:

− Romper a estrutura dura da cana desagregando os tecidos fibrosos e

transformando-os em partículas com granulometria mais ou menos

uniforme.

− Abrir e romper maior número de células possíveis, sem no entanto extrair

sacarose.

− Aumentar a densidade da cana.

Deve-se ainda manter pedaços de fibra com comprimento suficiente para

promover a alimentação da moenda. Com isto consegue-se um material

homogêneo e permeável que facilita a extração e o controle e uniformidade de

alimentação das moendas. A cana assim preparada, além de propiciar o

aumento de densidade, possibilita a instalação de calha Donelly, que favorece

enormemente o aumento de capacidade das moendas. A densidade é elevada

de 175 para cerca de 350 kg/m3 no caso de cana inteira. O rompimento de

células também torna a embebição mais eficiente, pois promove uma maior

diluição e lavagem da sacarose nas células abertas. Portanto, para se obter a

conjugação de alta moagem com elevada extração, um bom preparo de cana é

de fundamental importância.

No processo de difusão, a combinação de células abertas e fibras longas, é

fator decisivos para conseguir boa permeabilidade no colchão de cana,

tornando assim o processo físico-químico de lixiviação e percolação eficiente

dentro do difusor, obtendo-se elevada extração de sacarose.


45

Os equipamentos utilizados para o preparo de cana são combinações de jogos

de facas e desfibradores.

5.2 Jogo de facas

Consiste de um eixo robusto no qual são montados os suportes que sustentam

as lâminas, e este conjunto (rotor), gira sobre mancais de rolamentos. As

lâminas com gumes cortantes, descrevendo movimento giratório, cortam e

rompem a cana sobre as esteiras.

Os jogos de facas podem ser fixos ou oscilantes. As facas fixas normalmente

são mais leves, as lâminas são mais finas e em menor número. A fixação no

suporte pode ser através de parafusos ou por encaixe (Fig. 5.1). Geralmente

são utilizadas como 1o jogo nivelador ou jogo de faca espalhador para

alimentar os desfibradores verticais. A velocidade periférica normalmente é de

aproximadamente 50 m/s, com uma rotação de 600 rpm.

Figura 5.1 - Facas fixas


46

Quanto às facas oscilantes, possuem maior quantidade de lâminas e são mais

pesadas, formando uma disposição hexagonal. As lâminas são oscilantes em

torno de eixos presos a suportes (Fig. 5.2). Podem ser usadas tanto para 1o ou

2o jogo de facas.

Os jogos de facas desenvolvidos pela Copersucar são as facas oscilantes

denominadas de COP 8 e COP 9. A diferença básica entre elas reside no

diâmetro de giro e na rotação, mantendo-se a mesma velocidade periférica de

60 m/s (Fig. 5.2). O COP 8 gira a 630 rpm, com um diâmetro de giro de

1.820 mm e o COP 9 gira a 750 rpm, com um diâmetro de giro de 1.515 mm.

Como o COP 9 possui diâmetro menor, sua utilização é direcionada para

esteiras de bitolas menores, enquanto que o COP 8 é indicado para esteiras

com bitolas maiores. O sentido de rotação é concordante com o de

deslocamento da esteira.

Figura 5.2 - Facas oscilantes COP 8


47

5.3 Desfibrador

O preparo eficiente de cana com jogo de facas rompe um apreciável número

de células, mas não o suficiente para práticas modernas de extração que

clamam por elevada extração com alta moagem. A função do desfibrador

consiste em completar o preparo de cana para romper a maior quantidade

possível de células que contém a sacarose e ainda manter o comprimento das

fibras longas (100 mm). É de fundamental importância que o jogo de facas seja

seguido pelo desfibrador, para o bom desempenho das moendas e do difusor.

Basicamente, existem dois tipos de desfibradores: convencional e vertical.

5.3.1 Desfibrador convencional

A construção do corpo principal é idêntica à de facas oscilantes. Consiste de

um eixo robusto no qual são montados os suportes que sustentam as lâminas,

e este conjunto (rotor), gira sobre mancais de rolamentos. Faz parte do

desfibrador ainda, a placa desfibradora e o tambor alimentador. As lâminas são

oscilantes em torno de eixos presos a suportes (Figuras 5.3 e 5.4).O formato

das lâminas, também chamadas de martelos, é reto e retangular e não

possuem gumes cortantes como as facas, pois desempenham uma função

diferente (Figura 5.4).

É montado sobre a esteira de cana e gira em sentido contrário ao

deslocamento da mesma.

A placa desfibradora, posicionada na parte superior do rotor, com formato

curvo acompanhando o diâmetro de giro dos martelos, possui na sua face

interna saliências formadas por barras retangulares transversais. O tambor

alimentador, posicionado em frente ao rotor, em um nível um pouco acima

deste, tem a função de direcionar a cana entre o martelo e a placa. Pelo

próprio movimento do rotor do desfibrador e ajudada pelo tambor alimentador,


48

a cana é forçada a passar entre a placa e o martelo, até atingir o início das

barras da placa desfibradora, onde ocorre o desfibramento pela ação de

cisalhamento da camada de cana (Figura 5.3).

Figura 5.3 - Desfibrador COP 5, tambor alimentador e placa desfibradora


49

Figura 5.4 - Desfibrador COP 5

Os desfibradores convencionais possuem uma velocidade periférica de 60 m/s.

As versões desenvolvidas pela Copersucar são o COP 5 e o COP 6.

O COP 6 gira a uma rotação de 750 rpm e tem um diâmetro externo de

1.525 mm, enquanto o COP 5 gira a 630 rpm, com um diâmetro externo de

1.832 mm, ambos com uma velocidade periférica de 60 m/s. Como o COP 6

possui um diâmetro menor, o seu uso é direcionado às esteiras de menor

bitola, enquanto o COP 5 é direcionado às de maior bitola.


50

5.3.2 Desfibrador vertical

Este desfibrador é de concepção mais pesada. Sua construção consiste, como

no convencional, de um eixo robusto no qual são montados os suportes das

lâminas. A sustentação do rotor é feita por mancais de rolamentos com

lubrificação forçada a óleo devido à elevada rotação. A disposição dos

martelos, também oscilantes, difere ligeiramente com relação ao convencional

por serem em maior número (Figura 5.5). Faz parte do conjunto a placa

desfibradora, que neste caso é maior, cobrindo um ângulo de

aproximadamente 90o.

A sua montagem é feita na queda da cana, na cabeceira da esteira metálica. É

sempre necessário uma faca espalhadora ou tambor duplo nesta região para

uniformizar a alimentação do desfibrador (Figura 5.8).

A rotação dos desfibradores verticais pode ser de 1.000 ou 1.200 rpm, com

uma velocidade periférica de 90 a 95 m/s.

Consegue-se com estes desfibradores um preparo de cana melhor, entretanto

o consumo de potência é maior.


51

Figura 5.5 - Desfibrador vertical e martelo


52

5.3.3 Potência instalada e esquema de instalação COP9/COP6

FF* - Faca fixa

Figura 5.6 - Potência instalada e esquema de instalação COP9/COP6

5.3.4 Potência instalada e esquema de instalação COP8/COP5

Figura 5.7 - Potência instalada e esquema de instalação COP8/COP5


53

5.3.5 Potência instalada e esquema de instalação desfibrador vertical

Figura 5.8 - Potência instalada e esquema de instalação do desfibrador

vertical

5.4 Instalação e acionamento do jogo de facas e desfibradores

O acionamento do jogo de facas e desfibradores, na maioria dos casos, é feito

por turbina a vapor acoplada ao turbo redutor (Fig. 5.9). Em menor escala, são

utilizados motores elétricos.

Na figura 5.6 temos uma instalação típica dos equipamentos do preparo de

cana direcionada às esteiras de bitolas menores (48" e 54"). Normalmente usa-

se um jogo de facas COP 9 seguido de um desfibrador COP 6. Quando a

moagem é elevada, são utilizados dois jogos de facas. O primeiro, na maioria

dos casos, utiliza facas fixas, e o segundo, uma faca COP 9 seguido de um


54

desfibrador COP 6. As potências consumidas para estas configurações estão

tabeladas na mesma figura em função da TFH (tonelada de fibra por hora).

Na Figura 5.7 temos uma instalação típica direcionada às esteiras 54", 66", 78"

e 84". Normalmente, usa-se um jogo de facas COP 8 seguido de desfibrador

COP 5. Para altas moagens, o COP 8 é precedido de mais uma faca fixa ou

um outro COP 8. As potências consumidas para estas configurações estão

tabeladas na mesma figura em função da TFH. A instalação, nos dois casos, é

feita sobre a esteira de cana.

Na Figura 5.8 temos uma instalação típica com o uso de desfibradores

verticais. Neste tipo de instalação usa-se o COP 8 como primeiro jogo de

facas, seguido de uma faca fixa espalhadora e do desfibrador vertical,

posicionados respectivamente na cabeceira e queda da esteira.

Figura 5.9 - Acionamento de facas e desfibradores


55

5.5 Índice de preparo

O trabalho realizado pelos equipamentos de preparo de cana é medido através

do índice de preparo, que representa a relação percentual de pol das células

abertas em relação à pol total da cana. Para maiores detalhes, ver caderno

sobre controle químico editado pela Copersucar.

No preparo convencional, indicado nas Figuras 5.6 e 5.7, o índice de preparo

varia de 80 a 85%. Na instalação com desfibrador vertical, indicada na figura

5.8, varia de 90 a 92%.

5.6 Cuidados operacionais e de manutenção

Os cuidados operacionais e de manutenção mais comuns durante a safra para

jogos de facas e desfibradores são:

(A) - Verificar sempre se a rotação de trabalho das facas ou desfibrador

coincide com a rotação nominal do equipamento. Geralmente esta é uma

medida indireta, ou seja, a rotação é medida através de tacômetro no eixo da

turbina. Portanto, antes deve-se calcular a rotação nominal da turbina. Para

isso, multiplica-se a rotação nominal das facas ou desfibrador, pela relação de

transmissão do redutor.

Exemplo: Jogo de facas COP 8

− Rotação de trabalho 630 rpm

− Relação de transmissão do redutor 1: 6,37

− Rotação de trabalho da turbina 630 x 6,37 = 4.013

Portanto, a turbina deve ser ajustada para girar a 4.013 rpm.


56

(B) - Manutenção das facas e desfibradores (Fig. 5.10).

As lâminas das facas e dos desfibradores desgastam-se após certo período de

funcionamento. O desgaste depende da quantidade de cana processada, fibra

de cana, impurezas na cana, qualidade da solda, etc. Algumas usinas

recuperam as lâminas das facas e do desfibrador sem retirá-las do rotor,

quando o desgaste é pequeno. Nesta operação, o fio terra da máquina de

solda deve estar conectado ao rotor, para que se evite uma passagem de

corrente sobre os rolamentos que poderiam ser danificados.

Entretanto, a melhor prática é trocar as lâminas após certo nível de desgaste.

No caso das lâminas dos desfibradores, pode-se virar os martelos para

trabalhar com a outra face, e quando as duas estiverem gastas, então

proceder à troca. O desgaste das lâminas das facas e desfibradores depende

de vários fatores e cada usina possui sua particularidade, portanto recomenda-

se que cada usina estabeleça seu próprio período de troca e manutenção,

observando-se os desgastes e também acompanhando-se a queda do índice

de preparo.

As lâminas gastas são recuperadas com solda, desde que estejam em bom

estado. Um cuidado especial deve ser tomado para recuperação das lâminas

que, ao serem recuperadas, devem ficar todas com o mesmo comprimento e

peso para evitar qualquer desbalanceamento do conjunto do rotor e também

para manter uniforme a abertura entre a placa e a extremidade do martelo. Na

recuperação dos martelos, um cuidado que se deve tomar é deixar a

extremidade da lâmina em canto vivo e nunca arredondada pois este formato é

um fator que influencia bastante no índice de preparo.


57

Figura 5.10 - Lâminas e martelos


58

Figura 5.11 - Balança e gabarito para recuperação de lâminas

Para a recuperação destas lâminas a COPERSUCAR possui o projeto de um

dispositivo que facilita este trabalho. Trata-se de uma "balança" (Fig. 5.11) na

qual, em um dos lados, coloca-se uma lâmina com peso e comprimento

padrão, e no outro, a lâmina a ser recuperada. Os pesos de todas as lâminas

recuperadas são então verificados por comparação, sempre com o mesmo

padrão. Num outro dispositivo, tipo gabarito, verifica-se também o comprimento

das lâminas à medida que forem sendo recuperadas.

(C) - Outro aspecto a verificar, no início de cada safra, é a ajustagem da placa

desfibradora. A abertura mínima é de 5 mm, entretanto esta abertura pode ser

sensivelmente maior desde que o índice de preparo de cana esteja na faixa

especificada do equipamento. Ademais, quanto menor a abertura, maior o

consumo de potência.


59

6 Alimentação do 1º Terno

Para o bom desempenho dos conjuntos de moendas é de fundamental

importância o trabalho realizado pelo 1º terno, pois deste dependerá em

grande parte o desempenho da extração, capacidade de moagem e

uniformidade do processo.

A idéia básica é tentar extrair o máximo de sacarose possível no 1º terno e, ao

mesmo tempo, manter uma elevada capacidade de moagem. Por outro lado,

deve se manter também uma uniformidade e constância de alimentação deste

terno para que esta situação possa se repetir nos demais. Quando se extrai o

máximo possível de sacarose no 1º terno, a embebição se torna mais eficiente

nos restantes e, em consequência, melhora a extração total do conjunto.

Como veremos no capítulo adiante, a regulagem de moenda é feita todas a

safras. Do ponto de vista macroscópico ela pode ser vista como cálculo das

aberturas dos ternos, para que passe uma determinada quantidade de cana

por unidade de tempo. A variação voluntária na quantidade horária a ser

esmagada é feita variando-se a rotação dos ternos, desde que a qualidade da

matéria-prima se mantenha. Em outras palavras, a moenda é uma máquina

essencialmente volumétrica, portanto para se conseguir uma boa performance

é necessário que sempre exista uma camada de cana constante na moenda.

Daí a importância da alimentação constante e uniforme da mesma.

Os requisitos básicos para se obter a combinação de elevada extração com

elevada moagem são:

− Preparo de cana eficiente.

− Alimentação efetiva, forçada e robusta.

− Utilização intensiva de solda tipo "chapisco" nos rolos.

− Drenagem adequada dos rolos.


60

− Embebição composta, com uma vazão de água constante de pelo menos

250% da fibra.

− Operação e manutenção cuidadosa.

− Sistema automático de alimentação do 1° terno, evitando oscilações na

moagem.

− Automatização de todos os ternos da moenda, necessitando portanto que

todos os ternos sejam equipados com calha Donnely.

A seguir veremos duas maneiras mais eficientes, atualmente utilizadas para

alimentação do 1° terno. Como o bicão e a esteira forçada já são sistemas

obsoletos, não serão citados.

6.1 Alimentação com rolo de pressão e calha Donnelly

A Figura 6.1 ilustra este sistema de alimentação. A moenda de três rolos, deve

ser necessariamente equipada com rolo de pressão. A alimentação consiste de

calha Donnelly, que é uma calha com certa altura, fechada totalmente, com

seção transversal retangular e com abertura divergente no sentido de

alimentação da moenda. Quando se enche a calha, pelo próprio peso formado

pela coluna de cana preparada, a densidade no fundo elevar-se-á. Esta

densidade é da ordem de 500 a 550 Kg/m3, tornando a alimentação eficiente e

possibilitando elevada moagem e extração. Note que este aumento da

densidade é conseguido devido ao bom preparo de cana, daí a importância do

desfibrador. A calha, além de regularizar e uniformizar a moagem, ainda torna

a pressão dos rolos sobre o colchão de cana mais constante durante todo o

processo de moagem desde que seja mantida sempre cheia.

No entanto, para se alimentar esta calha, com pouca abertura em sua parte

superior, é necessário uma camada de cana fina. Isto se consegue, utilizando-

se um transportador de correia com velocidade elevada. A transferência de

cana da esteira metálica a este transportador é feita pelo espalhador, quando

se usa o preparo convencional, para se obter uma camada fina e homogênea.


61

O transportador de correia possibilita também a instalação do eletroimã sobre

si. Sua instalação se deve à proteção dos componentes das moendas,

principalmente das camisas, contra os danos causados por materiais ferrosos

estranhos, que porventura possam vir com o carregamento, ou mesmo por

algumas lâminas que possam se desprender das facas ou desfibradores.

Figura 6.1 - Alimentação por rolo de pressão e calha Donnelly.

6.2 Alimentação com pressure feeder e calha Donnelly

Este equipamento foi desenvolvido na Austrália e é largamente usado neste

país. O objetivo é vencer as dificuldades de alimentação das moendas,

principalmente quando se usa uma taxa de embebição elevada. Não se tem

conhecimento de sua aplicação no Brasil.

Consiste de 2 ou 3 rolos posicionados a montante da moenda convencional de

3 rolos, em uma posição mais elevada e ligados por uma calha fechada,

levemente divergente que conduz o bagaço sob pressão à entrada da moenda

(Fig. 6.2). Por sua vez, o pressure feeder é alimentado pela calha Donnelly


62

como visto no item anterior. É acionado pela mesma turbina da moenda, por

uma derivação de um par de engrenagens do conjunto de acionamento.

Figura 6.2 - Alimentação com pressure feeder e calha Donnelly

6.3 Cuidados operacionais

Dois aspectos devem ser destacados quando se alimenta as moendas com

calha Donnelly.

(A) - Sempre verificar a montagem correta da calha. A chapa traseira deve ter

uma inclinação de 4° e a dianteira de 6° em relação à linha vertical, isto para

assegurar a abertura divergente no sentido de alimentação da moenda. As

dimensões de montagem em relação ao transportador de correia estão

tabeladas na figura 6.3.

(B) - A face interna da calha deve estar lisa, sem saliências e isenta de pingos

de solda para evitar embuchamento.

(C) - Durante a operação, a calha deve estar sempre com cana a uma altura

de pelo menos 2/3 da altura total, para assegurar uma boa performance. A


63

melhor forma de se obter isto, é instalando o controle automático de

alimentação.

Figura 6.3 - Calha Donnelly


64

7 Moagem da Cana

7.1 Introdução

Nesta fase do processamento da cana, o objetivo principal é extrair ao máximo

o açúcar contido na cana através da remoção de seu caldo. Esta remoção é

conseguida por meio de sucessivos esmagamentos da camada de bagaço à

medida que esta camada passa pelos ternos de moenda. Além do

esmagamento, é necessário também a adição de água ou caldo de embebição

a partir do 2º terno de moenda, visando a diluição do açúcar existente na cana.

Outro objetivo da moagem é a produção de um bagaço final em condições de

umidade favoráveis a uma queima eficiente nas caldeiras.

Para que essas duas metas básicas possam ser atingidas é necessário um

rigoroso controle de operação nas moendas, atentando para os vários fatores

que influenciam no seu desempenho. Dentre esses fatores podemos destacar

os seguintes:

− Eficiência do sistema de preparo de cana;

− Eficiência da alimentação de cana no 1º terno;

− Carga hidráulica, oscilação e rotação;

− Condição superficial das camisas;

− Controle de aberturas;

− Tipos de frisos;

− Ajuste de bagaceiras e pentes;

− Sistema de embebição;

− Alimentação dos ternos intermediários.


65

7.2 Eficiência do sistema de preparo de cana

Sabemos que a moagem é um processo volumétrico e que portanto ela será

mais eficiente à medida que aumentarmos a densidade da cana na entrada do

primeiro terno. Isto é conseguido após a passagem da cana pelos jogos de

facas e pelo desfibrador, elevando a densidade da cana inteira (175 kg/m3) ou

da cana picada (350 kg/m3) para valores em torno de 450 kg/m3.

Outra função muito importante do sistema de preparo é realizar o máximo

rompimento de células da cana, facilitando a retirada do caldo através do

esmagamento e da embebição nas moendas. Essa função é desempenhada

pelo desfibrador, como já foi visto, e a intensidade do rompimento de células

obtido é medida através do "índice de preparo". Este valor, obtido por análise,

representa a porcentagem de pol existente nas células que foram rompidas em

relação à pol da cana. Deve-se atentar para o fato de que as fibras devem

manter o maior comprimento possível, condição necessária para que tenhamos

uma boa alimentação das moendas.

Demais recomendações podem ser verificadas no capítulo 5 - Preparo de

Cana.

7.3 Eficiência da alimentação de cana no 1º terno

Os sistemas de alimentação de cana, preparo de cana e alimentação do 1º

terno são fundamentais para que tenhamos uma moagem eficiente. Como

essas condições são de tal importância e anteriores ao processo de moagem,

as melhorias a serem feitas no sistema devem começar por esses setores. Em

outras palavras, qualquer controle, por mais eficiente que seja, no setor de

moagem, não terá grande influência se não ficar garantida uma alimentação no

1º terno o mais regular possível, minimizando as falhas de cana ou os picos de

carga.


66

Certas informações, tais como: nível de cana na calha Donnelly, velocidade e

carga dos acionamentos das esteiras de alimentação, devem estar disponíveis

inclusive para o operador das mesas de alimentação, que é o elemento de

maior responsabilidade na manutenção das condições acima descritas.

Maiores detalhes devem ser verificados no capítulo 6.

7.4 Carga hidráulica, oscilação e rotação

Para efeito do controle de moagem, os três fatores acima devem ser avaliados

simultaneamente. Isto porque existe uma relação de dependência entre eles,

em torno do volume de cana que passa pelas aberturas da moenda. O primeiro

item, carga hidráulica, será visto com maiores detalhes no capítulo 8 - Sistema

Hidráulico - , portanto, vamos comentar sobre os outros dois; oscilação e

rotação.

7.4.1 Oscilação

A passagem do bagaço pelas aberturas da moenda a uma determinada

velocidade provoca no rolo superior um movimento de oscilação limitado pela

pressão hidráulica aplicada sobre o mesmo. Este movimento, previsto no

cálculo de aberturas das moendas deve ser o mais constante possível, em

torno de um determinado valor médio e praticamente igual em ambos os lados,

evitando dessa maneira esforços adicionais no eixo, no acionamento ou nos

componentes do rolo, como por exemplo, nos flanges.

É muito importante, na montagem dos castelos das moendas, estabelecer um

desnível adequado entre o eixo superior da moenda em repouso e o eixo da

volandeira ou do redutor final do acionamento. Este desnível deverá ser

aproximadamente igual à oscilação média do rolo superior no terno

considerado, e deve estar compatível com a regulagem da moenda e com as

limitações de oscilação no cabeçote hidráulico (ver capítulo 8).

Dessa maneira, o rolo superior deverá trabalhar a maior parte do tempo

alinhado com o acionamento, evitando esforços indesejáveis.


67

A oscilação hidráulica é um parâmetro importantíssimo na operação da

moenda, sendo um ótimo indicativo do desempenho de um terno.

Oscilações muito pequenas podem ocorrer devido a problemas de alimentação

ineficiente das moendas, carga hidráulica excessiva, regulagem das aberturas

inadequada ou alta rotação. No caso de carga hidráulica excessiva, até mesmo

a flutuação do eixo fica dificultada.

Oscilações muito exageradas podem ocorrer devido à super alimentação das

moendas, carga hidráulica baixa, regulagem das aberturas inadequada ou

baixa rotação.

Variações excessivas da oscilação podem ocorrer devido à alimentação

desuniforme das moendas ou até mesmo flutuações muito grandes de

embebição, carga hidráulica baixa e pressão inadequada no balão de

nitrogênio do acumulador hidráulico.

Oscilações desiguais nos dois lados da moenda podem ocorrer devido à

alimentação irregular ao longo do comprimento do rolo, problemas na guia de

um dos mancais que impeçam sua livre movimentação e esforços do

acionamento, cuja influência é discutível. Este problema pode ser evitado,

utilizando-se pressões hidráulicas diferentes de cada lado da moenda.

Podemos verificar ainda se existe folga excessiva no conjunto eixo/mancal

superior, castelo/cabeçote hidráulico e placa de apoio do mancal

superior/pistão hidráulico (ver Figuras 8.1 e 8.2). Caso a somatória dessas

folgas seja excessiva teremos uma oscilação da condição de repouso até um

determinado valor, sem aplicação de carga hidráulica. Portanto, o movimento

será rápido e brusco até esse ponto, onde a carga hidráulica passa a atuar. A

partir daí, a variação será suave, devido à ação do acumulador. O valor de

oscilação lido até o término do movimento brusco, será a folga total existente.


68

No caso desse valor ser elevado (acima de 3mm), deve-se procurar eliminar as

folgas.

Para que possamos verificar todos esses fatores, é necessário instalar em

todos os ternos da moenda um marcador de oscilação com relativa precisão.

Recomenda-se a utilização de sistemas mecânicos, o mais rígido possível,

evitando a presença de cabos e molas, que devem ser substituídos por uma

haste rígida presa ao mancal superior, e acompanhando a inclinação do

castelo, se for o caso. De preferência o marcador deve indicar também a

oscilação máxima. (ver Fig. 7.1).

Recentemente, têm sido introduzidos com sucesso, medidores de oscilação do

tipo L.V.D.T., bem como sensores magnéticos de proximidade similares aos

utilizados em posicionadores de válvulas de controle. O sinal proveniente

desses medidores, juntamente com o sinal dos sensores de nível das calhas

de alimentação por gravidade de ternos intermediários, vêm sendo utilizados

para o controle da alimentação dos mesmos, pela alteração na rotação de

seus acionamentos.

Com esses recursos implementados, podemos fazer levantamentos periódicos

diários, da oscilação em cada lado de todos os ternos de moenda, com os

quais podemos avaliar todos os fatores citados , e também ter parâmetros para

alterar a regulagem das moendas ou aplicar solda em determinado terno.


69

Figura 7.1 - Marcador de Oscilação

No caso da regulagem, temos uma média de oscilação em cada terno no início

da safra e as aberturas correspondentes ao mesmo período. Após um

determinado tempo, teremos provavelmente uma diminuição da oscilação

provocada pelo desgaste das camisas com consequente alteração nas

aberturas. Neste instante, deve-se proceder a uma pequena correção nas

aberturas (principalmente a de saída) que fatalmente fará a média da oscilação

retornar aos valores do início de safra.


70

No caso de aplicação de solda, podemos ter um aumento de oscilação num

determinado terno, provocado pela falta de "pega" entre o rolo superior e o rolo

de saída. Neste instante deve-se acentuar a aplicação de solda nesses rolos.

7.4.2 Rotação da moenda

De uma maneira geral a extração aumenta com a diminuição da rotação da

moenda. Porém, como a rotação é diretamente proporcional à moagem e na

maioria das usinas essa meta é prioritária, deve-se procurar trabalhar com a

menor rotação possível que nos possibilite alcançar a moagem desejada, e

estar dentro da faixa de rotações máxima e mínima das turbinas existentes.

O estabelecimento da rotação de trabalho para cálculo das aberturas da

moenda é feito, levando-se esse critério em consideração. Portanto, ao

utilizarmos rotações diferentes da prevista, estaremos principalmente alterando

a moagem da cana.

Convém salientar aqui a diferença entre alterar a rotação do 1º terno ou dos

demais. No caso do 1º terno, aumentando ou diminuindo a rotação a moagem

será alterada da mesma forma e proporcionalmente. Portanto, se a moenda

estiver trabalhando com eficiência numa rotação e deseja-se alterar a

moagem, mantendo as mesmas condições de trabalho do conjunto, deve-se

alterar igualmente a rotação de todos os ternos.

Por outro lado, a alteração da rotação de um terno que não seja o primeiro,

não influi na moagem, e portanto tem praticamente o mesmo efeito de alterar

na mesma proporção as aberturas da moenda, aliviando ou aumentando a

carga na mesma. Porém, esse procedimento de alterar a rotação para

melhorar o desempenho de um terno só é válido para moendas com

acionamento individual.

7.4.3 Controle de alimentação de ternos intermediários


71

Com o objetivo de um melhor controle de alimentação de ternos intermediários,

muitas usinas, dotadas de calha de alimentação por gravidade e marcador de

oscilação (do tipo L.V.D.T. ou sensor magnético de proximidade), vêm

implementando o controle automático da rotação desses ternos.

Trata-se de um controle de tipo seletivo, onde a rotação é controlada pela

oscilação do terno, desde que o nível da calha de alimentação por gravidade

não esteja demasiadamente alto, situação em que o controle passa a ser

efetuado por esse nível.

Quando esse controle é aplicado a moendas com acionamento duplo, também

é seletivo, alternando o controle para a moenda que apresentar maior

diferença entre o valor medido de oscilação ou de nível e o valor estabelecido

como setpoint para a moenda considerada.

7.5 Frisos

7.5.1 Introdução

Nas camisas das moendas, são executados frisos, que têm por finalidade:

− Aumentar a área superficial, melhorando a "pega" da moenda.

− Proporcionar melhores condições de drenagem do caldo na região do fundo

do friso.

Suas dimensões variam em função dos seguintes fatores:

− Posição do rolo no conjunto de moagem;

− Qualidade do preparo de cana;

− Existência de eletroímã;

− Moagem horária;

− Moagem da safra;


72

− Capacidade de drenagem.

7.5.2 Dimensões (Figura 7.2)

Na Figura 7.2, podemos verificar as dimensões básicas dos frisos mais usuais.

Os frisos com ângulos maiores (45°), por serem mais resistentes, são

normalmente utilizados em moendas onde a qualidade do preparo é ruim ou

que não apresentam eletroímã. Possuem uma área superficial menor que os

frisos de mesmo passo e menor ângulo (35°), comprometendo a "pega" das

moendas.

Os frisos de menor ângulo (35°), são recomendados onde o preparo de cana é

bom, em instalações com eletroímã. Apresentam maior área superficial, com

maior "pega" das moendas. Apresentam ainda a vantagem de, por serem mais

profundos, terem maior capacidade de drenagem no fundo do friso.

Frisos com maior passo (2") são normalmente utilizados no 1º ou no 1º e 2º

ternos das moendas, mesmo com preparo eficiente, por serem mais

resistentes e apresentarem menor desgaste. Nos demais ternos, utiliza-se

normalmente frisos de 1 1/2" por apresentarem maior área de contato e

possibilitarem melhor alimentação das moendas.

Para melhorar problemas de umidade no último terno, muitas vezes utiliza-se o

friso de 1" nos rolos de saída e superior, que apesar de exigir uma manutenção

mais rigorosa, apresenta bons resultados. Dependendo da cana moída na

safra, é necessário a troca das duas camisas no meio da safra.

Nos rolos de pressão utiliza-se sempre frisos com mesmo passo e ângulo do

rolo de entrada.


73

Figura 7.2 - Frisos de Moendas

Além dessas recomendações para utilização dos frisos, deve-se ainda procurar

a maior padronização possível ou aproveitamento nos casos de refrisamentos.

Normalmente, utiliza-se dois tipos de friso numa mesma moenda; um para 1º e

2º ternos e outro para os demais, conforme foi comentado.

As combinações de frisos normalmente utilizadas, dependendo das condições

da instalação descrita anteriormente, são:

− 2" x 35o no rolo de entrada e 2" x 45o nos rolos superior e de saída em todas

as moendas.

− 2" x 35o nos rolos de entrada, superior e saída em todas as moendas.

2" x 35o nos rolos de entrada, superior e saída da 1ª moenda ou da 1ª e 2ª

moenda e 1 1/2" x 35° nos rolos de entrada, superior e saída da 2ª ou da 3a

à última moenda.


74

− 2” x 35o no rolo de entrada, 2” x 45o nos rolos superior e de saída da 1a

moenda ou da 1a e 2a moenda, 1 1/2” x 35o no rolo de entrada, e 1 1/2” x

45o nos rolos superior e de saída da 2a ou da 3a à última moenda.

− Opção: 2" x 35° no rolo de entrada e 1" x 35° nos rolos superior e de saída

no último terno.

7.5.3 Tipos de frisos

Na Figura 7.3 podemos verificar uma indicação da linha de centro da moenda

passando pelo centro da cabeça do friso, e outra passando pela metade do

flanco do friso. No primeiro caso, temos um friso do tipo "macho", normalmente

utilizado no rolo superior e de pressão das moendas. Nos rolos inferiores,

normalmente utiliza-se o friso do tipo "fêmea", onde a linha de centro da

moenda passa pelo centro do fundo do friso. No segundo caso, temos o friso

"universal", que é instalado em todos os rolos da moenda e apresenta a

vantagem de se ter as camisas superior, de entrada e de saída

intercambiáveis. Para isso, é necessária a inversão do lado do eixo ao passá-lo

da posição de superior para inferior e vice-versa. Neste caso, é necessário que

todos os eixos tenham quadrado e rebaixo para rodete dos dois lados. Temos,

além da padronização, a vantagem de um maior aproveitamento de camisas e

menor quantidade de eixos e camisas de reserva. Os problemas com desgaste

acentuado e manutenção dos quadrados dos eixos também diminuem, pois

cada eixo trabalha como superior de três em três safras, devido ao rodízio de

camisas ser sempre como indicado a seguir:

1a safra 2a safra 3a safra

refrisada refrisada

descartada

7.5.4 Solda nos frisos

Saída (nova) Superior Entrada


75

Com o objetivo de minimizar o desgaste na extremidade dos frisos, que pode

levar até a quebra dos mesmos, e também de melhorar a "pega" nas moendas

deve-se proceder à aplicação de solda nos frisos. Basicamente existem 2 tipos

de aplicação:

− Solda na cabeça do friso (Figura 7.3):

Executada normalmente no início da safra, conforme esquema da

Figura 7.3. Durante a safra, em paradas programadas deve-se procurar

refazer a solda nos frisos mais afetados pelo desgaste. Maiores detalhes

podem ser obtidos na Especificação Técnica Copersucar 74.048.31.36

(Procedimento de Soldagem - Rolos de Moenda - Picotes)

Figura 7.3 - Solda na cabeça do friso

− Solda nos flancos do friso: (Figura 7.4)

Deve ser feita durante a safra, conforme o esquema da Figura 7.4., em

todos os rolos (entrada, superior e saída), mantendo sempre uma

rugosidade elevada nos flancos. Isto aumenta sensivelmente a "pega" da

moenda, melhorando a alimentação. A solda é feita com o rolo em

movimento.


76

Figura 7.4 - Solda nos flancos dos frisos

7.6 Controle de aberturas

A verificação das aberturas é feita com cintel no início da safra, conforme

veremos no capítulo 11 - Regulagem de Moendas. No entanto, deve ser feito

um controle periódico, adotando-se certos critérios, durante a safra.

Após os ajustes iniciais no começo da safra, quando podem ser feitas

alterações, devido a problemas como oscilação excessiva ou muito baixa,

deve-se proceder à primeira medição de aberturas. Este registro deve ser

arquivado e considerado como ideal, para comparações com as medições

futuras.

Recomenda-se medir as aberturas de saída da moenda periodicamente,

comparando os valores medidos com os do início da safra. Deve-se confrontar

também as medições de oscilação efetuadas no mesmo período. Caso haja

aumento nas aberturas medidas e decréscimo nas oscilações médias, deve-se


77

proceder à alteração da abertura para valores próximos aos da primeira

medição.

7.7 Ajuste de bagaceiras e pentes

7.7.1 Introdução

No decorrer da safra as bagaceiras e pentes devem ser periodicamente

examinados a fim de ajustá-los novamente aos rolos de entrada, no caso da

bagaceira, e superior e de saída, no caso dos pentes.

7.7.2 Ajuste das bagaceiras (ver Fig.7.5)

Rotineiramente, deve ser feita uma verificação no aperto do tirante de

regulagem da bagaceira. Caso ele não esteja tensionado, isto deve ser feito,

apertando-se a porca do mesmo, igualmente dos dois lados da moenda. Esse

aperto não deve ser excessivo, pois após o ajuste da bagaceira no início da

safra, o aperto deve ser suficiente apenas para encostar bem a mesma no rolo

de entrada, eliminando as folgas nos frisos. Normalmente, recomenda-se

também um exame periódico, nas paradas da moenda, do estado dos frisos da

bagaceira. Isto pode ser feito por baixo da mesma. Se houver muito bagaço

nas laterais do friso, provavelmente há um desgaste excessivo. Neste caso, a

incidência de "embuchamentos" na moenda pode aumentar, forçando a troca

da bagaceira. Porém, na maior parte das usinas, a sua duração é de uma

safra, a não ser naquelas que apresentam uma quantidade muito grande de

cana moída na safra ou um alto índice de impurezas minerais.


78

Figura 7.5 - Ajuste de bagaceiras

7.7.3 Ajuste de pentes

Os pentes já apresentam um desgaste mais acentuado, principalmente o

superior, devido ao movimento de oscilação do rolo.

O pente convencional (Fig. 7.6) sofre a ação de uma mola que o pressiona

contra o rolo. Após o aperto do pente, devemos limitar o seu avanço pela ação

da mola, encostando a contraporca no braço do pente. Isto fará com que a

ação da mola fique restrita apenas à condição de "encabelamento" do rolo,

evitando com isso um esforço muito grande no seu sistema de fixação.


79

Figura 7.6 - Pente convencional

O pente especial de chapa (Fig. 7.7) é preso a um braço rígido no mancal

superior da moenda, minimizando seu desgaste, pois ele acompanha o rolo

superior no seu movimento de oscilação. Outra vantagem é o melhor

escoamento de caldo do rolo superior e a facilidade de aplicação de solda no

mesmo. Para ajuste, deve ser levemente encostado ao friso do rolo e travado

com a contraporca. O controle sobre a folga do mesmo no friso do rolo é muito

mais severo, pois em casos de "encabelamento", o esforço é muito grande no

sistema de fixação, podendo danificar o braço de apoio ou até mesmo o

mancal onde é fixado.

Isto ocorre, pois o pente não apresenta a mola citada no modelo convencional.

Por outro lado, o desgaste é muito menor, já que o ângulo de contato é

mantido e é possível a aplicação de solda dura na face de atrito com o bagaço.


80

Figura 7.7 - Pente especial de chapa

7.8 Alimentação de ternos intermediários

Com o objetivo de aumentar a extração nas moendas tem se procurado utilizar

cada vez mais, taxas de embebição mais elevadas.

Com isso, a alimentação dos ternos intermediários se torna cada dia mais

importante. Certos fatores influenciam nessa alimentação, tais como:

− Solda aplicada aos rolos;

− Pressão hidráulica;

− Moagem horária;

− Abertura do rolo alimentador;

− Taxa de embebição;

− Tipo de esteira utilizada.


81

Em instalações com esteiras convencionais, o rolo alimentador deve ser

posicionado a uma distância de seu diâmetro externo até o diâmetro médio do

rolo de pressão igual a 2,5 vezes a abertura de pressão em trabalho (P'),

fornecida na Tabela de regulagem (ver Figura 7.8).

Figura 7.8 - Abertura do Rolo Alimentador

Quando temos altas taxas de embebição e/ou altas taxas de moagem, torna-se

muitas vezes necessária a utilização de esteiras de arraste entre moendas,

com calha Donnelly em todos os ternos (ver Figura 7.9).


82

As instalações que apresentam acionamento individual em cada terno, são

muito favorecidas no aspecto de alimentação nos ternos intermediários. Isto

porque o controle de carga em cada terno, pela rotação da moenda, é mais

eficiente do que nas moendas com acionamento duplo.

Figura 7.9 - Esteira de arraste entre moendas


83

8 Sistema Hidráulico

8.1 Introdução

Como sabemos, as moendas apresentam um movimento de oscilação do rolo

superior provocado pela passagem do bagaço através das aberturas dos rolos.

A função do sistema hidráulico para aplicação da carga no rolo superior das

moendas é a de manter uma pressão constante sobre a camada de bagaço,

independentemente da oscilação do rolo superior.

Cada mancal superior recebe a pressão hidráulica exercida por um pistão que

desliza dentro do cabeçote. Normalmente entre o pistão e o mancal existe uma

placa de apoio.

Os mancais deslizam sobre guias nos encaixes dos castelos, acompanhando a

oscilação do rolo superior (Fig. 8.1 e 8.2).

O volume de óleo deslocado pela oscilação do rolo superior deve ser absorvido

pelo sistema hidráulico, por meio de acumuladores. Desse modo, a variação da

pressão hidráulica aplicada ao rolo superior, causada pelo seu levantamento,

será muito pequena, não prejudicando o desempenho da moenda.

Para avaliação da carga máxima aplicada a um terno de moenda, devemos

atentar para os seguintes limites:

− Pressão máxima no sistema hidráulico;

− Pressão máxima admissível nos mancais de bronze (p.m.);

− Pressão hidráulica específica (p.h.e.);

− Dimensionamento das garrafas hidráulicas.

8.2 Pressão máxima no sistema hidráulico


84

Deve-se verificar os limites de pressão das tubulações, acumuladores e

demais componentes do sistema hidráulico.

Figura 8.1 - Cabeçote hidráulico (Dedini)

8.3 Pressão máxima nos mancais de bronze (Fig. 8.3)


85

Considera-se que a carga aplicada ao rolo superior distribui-se na superfície

projetada do mancal (comprimento x diâmetro) causando uma pressão que

deverá estar dentro dos limites da pressão admissível do material.

A força aplicada em cada mancal do rolo superior é calculada a partir da

pressão hidráulica aplicada à superfície do pistão, como segue:

ph = FpAp

Ap = dp4

2π ⋅

Figura 8.2 - Cabeçote hidráulico (Farrel)

Fazendo-se as conversões de unidades necessárias, temos:


86

ph = 5688 Fpdp2

⋅⋅π

, onde:

ph = Pressão hidráulica [lbf/in2]

Fp = Força aplicada pelo pistão no mancal [kgf]

dp = Diâmetro do pistão [mm]

A pressão exercida em cada mancal é dada por:

Pm = Fp 100Dm Lm

Padm⋅⋅

⋅ , onde:

Pm = Pressão do mancal [kgf/cm2]

Dm = Diâmetro do mancal [mm]

Lm = Comprimento útil do mancal [mm]

Padm = Pressão admissível do material do mancal [kgf/cm2]

No nosso caso, o material do mancal é o bronze; Padm = 100kgf/cm2.

Na Tabela 8.1 podemos verificar as pressões hidráulicas máximas que, se

aplicadas nas moendas consideradas, provocariam a pressão máxima

admissível nos mancais de 100 kgf/cm2.

Pode-se verificar também as pressões hidráulicas específicas que atuariam na

camada de bagaço. Portanto, em hipótese alguma esses valores podem ser

atingidos, devendo-se trabalhar em níveis inferiores de pressão hidráulica e de

p.H.e.


87

8.4 Pressão hidráulica específica: (Fig. 8.3)

É uma grandeza que tem por objetivo relacionar a carga total aplicada à

camada de bagaço ao diâmetro e ao comprimento da camisa.

Admite-se a hipótese de que para as espessuras de bagaço que passam

normalmente nas moendas, a pressão média é semelhante à que seria

exercida pela carga total uniformemente distribuída sobre uma superfície plana

de comprimento igual à da camisa e largura equivalente a um décimo do seu

diâmetro.

phe = 2 Fp0,1 Dc Lc

⋅⋅ ⋅

Fazendo-se as conversões de unidades, temos:

phe = 200 FpDc Lc

⋅⋅

, onde:

phe = Pressão hidráulica específica [t/dm2]

Fp = Força aplicada pelo pistão no mancal [kgf]

Dc = Diâmetro médio da camisa [mm]

Lc = Comprimento da camisa [mm]


88

Figura 8.3 - Distribuição da carga hidráulica no rolo superior

A phe permite comparar as pressões de duas moendas diferentes, mas não

deve ser confundida com a pressão suportada pelo bagaço. Ela nos fornece

simplesmente um valor aproximado da pressão média.

A literatura recomenda a utilização de phe de 20 até 30 t/dm2. Porém,

conforme podemos verificar pela Tabela 8.1, a pressão máxima admissível nos

mancais é atingida na maioria das moendas para valores de phe em torno de

30 t/dm2. Porém , em algumas moendas ela é atingida com pHe em torno de

26 t/dm2. Portanto, como regra geral, recomenda-se a adoção de phe de até

25 t/dm2.

Partindo-se de um valor médio de 22 t/dm2, encontrado na maior parte das

instalações com bom desempenho, podemos calcular a pressão hidráulica que

devemos aplicar e a pressão atuante no mancal de bronze, para as diversas

moendas consideradas na Tabela 8.1.


89

Tabela 8.1 - Pressões atuantes em moendas convencionais

26” x 48” 30” x 54” 34” x 66” 37” x 78” - Dedini

Moendas Dedini Dedini Dedini ∅ Pistão 12” ∅ Pistão 14” 42”x84”

Mancal 12”

Mancal 13”

Mancal 14”

Mancal 15”

Mancal 425mm

Mancal 445mm

Mancal 18”

Mancal 19”

Mancal 18”

Mancal 19”

Farrel

Dm (mm) 304,8 330,2 355,6 381 425 445 457,2 482,6 457,2 482,6 483,3

Dimensões Lm (mm) 351 351 427 427 550 550 605 605 605 605 629

Básicas dp (mm) 203,2 203,2 254 254 279,4 279,4 304,8 304,8 360 360 406,4

Drolo (mm) 660 660 760 760 860 860 940 940 940 940 1.060

Lrolo (mm) 1.219,2 1.219,2 1.371,6 1.371,6 1.676,4 1.676,4 1.981,2 1.981,2 1.981,2 1.981,2 2.133,6

Resultados Pmmáx. (kgf/cm2) 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100

para phmáx. phmáx. (lbf/in2) 4.691 5.082 4.261 4.565 5.421 5.676 5.390 5.690 3.864 4.079 3.332

= 100kg/cm2 phe (t/dm2) 26,6 28,8 29,1 31,2 32,4 34,0 29,7 31,4 29,7 31,4 26,9

Resultados phe (t/dm2) 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22

para phe Pm (kgf/cm2) 82,7 76,3 75,5 70,5 67,8 64,8 74,0 70,2 74,0 70,2 81,9

= 22t/dm2 ph (lbf/in2) 3.882 3.882 3.218 3.218 3.678 3.678 3.993 3.993 2.862 2.862 2.727


90

8.5 Funcionamento dos acumuladores hidráulicos

O funcionamento adequado do sistema hidráulico depende fundamentalmente

de um dimensionamento adequado dos acumuladores (garrafas) hidráulicos.

Este acumulador consiste de um recipiente metálico que apresenta em seu

interior uma bexiga de borracha cheia com nitrogênio, que se comprime ou se

dilata, conforme o volume de óleo é deslocado devido à oscilação do pistão

hidráulico. O óleo entra e sai da garrafa através de uma válvula situada em sua

parte inferior. Na parte superior da garrafa encontra-se um registro de gás,

para enchimento e verificação da pressão do nitrogênio contido na bexiga (Fig.

8.4).

Figura 8.4 - Acumulador hidráulico


91

Para um melhor entendimento do sistema, apresentamos um esquema do

circuito hidráulico (Fig. 8.5).

As garrafas hidráulicas devem ser pré-calibradas com uma pressão de

nitrogênio (po) no seu interior em torno de 80% da pressão média de trabalho

(pressão com oscilação média). Nesta situação, a bexiga estará ocupando todo

o volume da garrafa (Vo) (ver Fig. 8.6-I). Em seguida, deve-se colocar o

sistema hidráulico na pressão que corresponde à pressão mínima (Pmin) de

trabalho (pressão com rolo superior em repouso). Para tanto deve-se seguir o

seguinte procedimento (Fig. 8.5):

1 - Fechar a válvula de descarga;

2 - Abrir a válvula de pressão e a do acumulador desejado;

3 - Ligar a bomba até atingir a pressão desejada e então desligá-la e fechar

todas as válvulas.

Para se diminuir a pressão num determinado acumulador deve-se abrir a

válvula de descarga e cuidadosamente abrir a válvula do acumulador

desejado, até atingir a pressão desejada, fechando em seguida as duas

válvulas.

Para se trabalhar com equalização das pressões nos dois acumuladores de

cada lado da moenda, deve-se manter abertas as suas respectivas válvulas.


92

Figura 8.5 - Circuito hidráulico

A utilização de pressões hidráulicas diferentes de cada lado da moenda é

muito utilizada para se manter a oscilação do rolo superior nos mesmos níveis

em cada lado. Esta diferença é normalmente causada pelos esforços

adicionais provocados pelo engrenamento dos rodetes e também pelo sistema

de transmissão do eixo da voladeira ao eixo superior da moenda. Normalmente

esses esforços levam a uma oscilação maior do lado do acionamento. Outro

fator que afeta a diferença de oscilação em cada lado da moenda é a falta de

uniformidade no colchão de bagaço causada pela alimentação irregular da

esteira de cana. Existem ainda alguns fatores que devem ser cuidadosamente

observados, tais como: paralelismo entre os eixos da moenda, ou

indiretamente, aberturas uniformes ao longo do comprimento dos rolos,


93

liberdade de movimentação do mancal superior nas guias laterais dos castelos,

vazamentos no sistema hidráulico.

Uma vez calibrado todo o sistema nas pressões desejadas, teremos uma

condição de equilíbrio em cada garrafa, pois acima da pressão de enchimento

da bexiga o óleo força a contração da mesma, abrindo a válvula de entrada de

óleo e permitindo a entrada do mesmo na garrafa. Nesta situação, teremos a

bexiga ocupando um volume Vmin (volume que corresponde à situação do rolo

superior em repouso) e o óleo um volume (Vo - Vmin), ambos à pressão de

equilíbrio Pmin. (ver Fig. 8.6-II).

Quando a moenda estiver em trabalho, para um determinado deslocamento do

rolo superior haverá um volume de óleo correspondente que será transferido

para o interior da garrafa. Este aumento do volume de óleo na garrafa deve ser

absorvido pela diminuição do volume ocupado pelo nitrogênio dentro da bexiga

(ver Fig. 8.6-III e 8.6-IV).

Com o intuito de dimensionar adequadamente o sistema hidráulico, devemos

estabelecer um curso máximo para o pistão hidráulico e faremos uma análise

do comportamento do sistema em quatro condições distintas (Fig. 8.6).


94

Figura 8.6 - Fases de operação do sistema hidráulico

8.5.1 Dimensionamento dos acumuladores

Inicialmente, temos os seguintes valores na condição de calibração das

garrafas com Nitrogênio:

− Po: Pressão de calibração com Nitrogênio.

Como já vimos,

Po = 0,8 x Pmed (8.1)

− Vo : Volume ocupado pelo nitrogênio. Nesta situação, o nitrogênio ocupará

todo o volume útil da garrafa, fornecido pelo fabricante.

Vo = Volume útil da garrafa (8.2)


95

− vo: Volume específico do nitrogênio. É o volume ocupado por unidade de

massa de um gás, submetido a uma determinada pressão.

Através da tabela de propriedades do nitrogênio (Tabela 8.2), podemos, a

partir da pressão conhecida, determinar o volume específico, ou vice versa.

Po votabela 8.2 → (8.3)

Em seguida é feito o bombeamento de óleo nas garrafas, até a pressão

mínima de trabalho (Pmin) (Fig.8.6 - II).

Neste instante, devemos estabelecer uma importante condição de projeto das

garrafas, que é a máxima variação da pressão hidráulica da condição em

repouso, para a condição de oscilação máxima. Devemos verificar para cada

tipo e bitola de moenda, um curso máximo do pistão (oscilação máxima).

No nosso caso, vamos estabelecer a máxima variação na pressão em 10%, ou

seja;

PmaxPmin

1,1= (8.4)

Outro valor conhecido é a pressão média, ou seja, a pressão com oscilação

média, que deve ser estabelecida como sendo a pressão de trabalho que

poderemos utilizar no sistema com segurança, conforme visto nos itens

anteriores.

Para que não tenhamos um cálculo iterativo, podemos considerar:

Pmin ≅ 0,95 x Pmed (8.5)

Com os valores obtidos de Pmáx e Pmin, temos:


96

Pmin vmintabela 8.2 → (8.6)

Pmax vmaxtabela 8.2 → (8.7)

A partir do curso máximo do pistão, definido anteriormente, determinamos o

volume de óleo deslocado.

∆VC Ap106=⋅

(8.8)

Ap = dp4

2π ⋅ (8.9)

onde:

∆V = Volume de óleo deslocado (l)

C = Curso máximo do pistão (mm)

Ap = Área do pistão (mm2)

Dp = Diâmetro do pistão (mm)

Conhecendo-se vmin, vmáx e o volume de óleo deslocado, determinamos o

volume de nitrogênio na condição de pressão mínima em repouso (Vmin),

como segue:

Vminvmin

Vmaxvmax

= , onde: Vmáx = Vmin - ∆V

( )Vmin vmin

vmin - vmaxV= ⋅ ∆ (8.10)

Podemos então calcular o volume útil de nitrogênio nas garrafas (Vo) a partir

da relação abaixo:


97

Vovo

Vminvmin

Vo = vovmin

Vmin= ⇒ ⋅ (8.11)

Convém relembrar que o volume calculado acima é o volume útil necessário na

garrafa hidráulica para que tenhamos uma variação máxima de 10% na

pressão hidráulica da situação de repouso para a situação de oscilação

máxima.

Se utilizarmos uma garrafa com capacidade inferior, a variação na pressão

hidráulica para a mesma oscilação será maior. Por outro lado, ao utilizarmos

uma garrafa com maior capacidade, teremos uma menor variação da pressão

hidráulica, o que é mais favorável ao sistema hidráulico.

Portanto, para as instalações existentes, podemos calcular a variação da

pressão hidráulica entre as condições de repouso e oscilação máxima, a partir

do volume conhecido da garrafa hidráulica. Isto será feito pelo equacionamento

abaixo:

− Dados conhecidos:

Pressão média = Pressão de trabalho com metade do curso máximo

(Pmed).

• Pressão de enchimento do gás: Po = 0,8 x Pmed

• Volume de gás do acumulador existente (Vo)

• Curso máximo do pistão (C)

• Diâmetro do pistão (DP)

Cálculos:

Pmed vmedtabela 8.2 → (8.12)


98

Po votabela 8.2 → (8.13)

Vmedvmed

Vovo

Vmed = vmedvo

Vo= ⇒ ⋅ (8.14)

A partir das Fórmulas (8.8) e (8.9), determinamos o volume de óleo deslocado.

Com isso, temos:

Vmin = Vmed + 0,5 x ∆V (8.15)

Vmáx = Vmed - 0,5 x ∆V (8.16)

Vminvmin

Vovo

vmin = VminVo

vo= ⇒ ⋅ (8.17)

Vmaxvmax

Vovo

vmax = VmaxVo

vo= ⇒ ⋅ (8.18)

vmin Pmintabela 8.2 → (8.19)

vmax Pmaxtabela 8.2 → (8.20)

∆P(%) Pmax - PminPmin

100= ⋅ (8.21)

onde: ∆P(%) = Variação percentual da pressão hidráulica

Resumindo, podemos calcular o volume útil do acumulador (Vo) para que

tenhamos uma variação conhecida entre as pressões máxima e mínima de

operação, a partir das fórmulas (8.1) a (8.11).


99

Por outro lado, podemos também calcular a variação entre as pressões

máxima e mínima de operação, conhecendo o volume útil do acumulador (Vo),

a partir das fórmulas (8.12) a (8.21).

Na tabela 8.3 podemos verificar o comportamento do acumulador hidráulico

nas moendas convencionais. Podemos verificar que na moenda 42" x 84"

Farrel é imprescindível a utilização de duas garrafas hidráulicas para cada

pistão hidráulico, para que possamos diminuir a relação Pmáx/Pmin.

Tabela 8.2 - Tabela de propriedades do nitrogênio

p. (lbf/in2)

v (m3/kg)

p (lbf/in2)

v (m3/kg)

p (lbf/in2)

v (m3/kg)

p (lbf/in2)

v (m3/kg)

1700 0,2098 2450 0,1498 3200 0,1188 3950 0,1001

1750 0,2041 2500 0,1471 3250 0,1172 4000 0,0991

1800 0,1988 2550 0,1445 3300 0,1158 4050 0,0982

1850 0,1938 2600 0,1421 3350 0,1143 4100 0,0972

1900 0,1890 2650 0,1397 3400 0,1129 4150 0,0963

1950 0,1845 2700 0,1374 3450 0,1116 4200 0,0954

2000 0,1802 2750 0,1352 3500 0,1103 4250 0,0946

2050 0,1761 2800 0,1331 3550 0,1090 4300 0,0938

2100 0,1723 2850 0,1311 2600 0,1078 4350 0,0929

2150 0,1686 2900 0,1291 3650 0,1066 4400 0,0921

2200 0,1651 2950 0,1273 3700 0,1054 4450 0,0914

2250 0,1610 3000 0,1254 3750 0,1043 4500 0,0906

2300 0,1586 3050 0,1237 3800 0,1032

2350 0,1555 3100 0,1220 3850 0,1021

2400 0,1526 3150 0,1204 3900 0,1011


100

Tabela 8.3 - Comportamento do Acumulador Hidráulico em Moendas Convencionais

26” x 48” 30” x 54” 34” x 66” 37” x 78” - Dedini 42” x 84” 42”x84” Farrel

Moendas Dedini Dedini Dedini ∅ Pistão 12” ∅ Pistão 14” Farrel (2 garrafas)

Pmed (lbf/in2) 4.000 3.300 3.800 4.100 3.000 2.900 2.900

Valores Vo (L) 33,5 33,5 33,5 33,5 33,5 34 68

Conhecidos C (mm) 23 25 25 30 30 40 40

Dp (mm) 203,2 254 279,4 304,8 360 406,4 406,4

Po. (lbf/in2) 3.200 2.650 3.050 3.250 2.400 2.300 2.300

Vmed. (m3/kg) 0,0991 0,1158 0,1032 0,0972 0,1254 0,1291 0,1291

vo (m3/kg) 0,1188 0,1397 0,1237 0,1172 0,1526 0,1586 0,1586

Valores Vmed. (L) 27,94 27,77 27,95 27,78 27,53 27,68 55,35

Calculados Vmín. (L). 28,31 28,40 28,72 28,87 29,06 30,27 57,94

Vm´x.. (L). 27,57 27,14 27,18 26,69 26,00 25,09 52,76

Vmín. (m3/kg) 0,1004 0,1184 0,1060 0,1010 0,1324 0,1412 0,1351

Vm´x. (m3/kg) 0,0978 0,1132 0,1004 0,0934 0,1185 0,1170 0,1230

Pmín. (lbf/in2) 3.935 3.213 3.675 3.905 2.818 2.619 2.752

Pm´x. (lbf/in2) 4.070 3.389 3.935 4.322 3.209 3.257 3.071

∆P (%) 3,43 5,50 7,07 10,68 13,91 24,38 11,56


101

8.6 Cuidados na montagem do cabeçote hidráulico

É muito importante nesta fase a verificação de vazamentos no sistema

hidráulico, principalmente na vedação do pistão hidráulico. Esta vedação é feita

normalmente utilizando-se um anel de couro preso ao pistão, que se ajusta à

camisa do mesmo. Este anel deve ser trocado sempre que for constatado

algum vazamento no pistão.

Outro cuidado muito importante e muitas vezes esquecido, é a verificação das

folgas necessárias para um bom funcionamento do sistema hidráulico.

Convém aqui salientar que existem diferenças no funcionamento do cabeçote

hidráulico, de uma moenda para outra. Vamos citar aqui dois sistemas

diferentes.

O primeiro pode ser visto na Figura 8.1, e é normalmente utilizado nas

moendas Dedini. Neste sistema, quando a moenda está em repouso, a

pressão hidráulica aplicada ao pistão é transmitida ao mancal superior, que por

sua vez transmite esse esforço aos casquilhos de bronze. Neste sistema, a

cada montagem devem ser verificadas as folgas F1, F2 e F3. A folga F1 entre

a placa de apoio do mancal superior e o cabeçote hidráulico representa o

curso máximo do pistão. A folga F2 entre o pistão e a parte interna do

cabeçote é muito importante, pois muitas vezes ocorre o problema de haver

um contato nessa região antes do pistão se apoiar na placa de apoio. Isto pode

danificar o cabeçote hidráulico e também comprometer o funcionamento

correto do sistema. Quando isso ocorre deve-se procurar corrigir a altura da

placa ou do mancal não esquecendo de verificar novamente a folga F1. A folga

F3 é apenas uma segurança interna no pistão hidráulico; ela é sempre maior

que a folga F1.

Outro sistema utilizado pode ser visto na Figura 8.2, e é normalmente

empregado nas moendas Farrel. Neste caso, quando a moenda está em

repouso, a pressão hidráulica aplicada ao pistão é transmitida integralmente ao

cabeçote hidráulico e, consequentemente ao castelo, não transmitindo


102

esforços ao mancal superior da moenda. Este sistema apresenta uma

vantagem em relação ao anterior, que é a de não transmitir esforços aos

casquilhos de bronze com a moenda em repouso, evitando a sua deformação.

No entanto, a folga F1 existente entre o pistão hidráulico e a placa de apoio

precisa ser verificada a cada montagem, pois se estiver muito alta, a moenda

deverá oscilar sem carga hidráulica até provocar o contato da placa com o

pistão. Para se ter uma idéia, esta folga de projeto para a moenda, 42" x 84" é

de 0,8 mm. O curso máximo do pistão, nesse sistema, é dado pela folga F2 e

não precisa ser controlado.

8.7 Carga hidráulica aplicada

Conforme foi visto nos itens anteriores, existem limitações para aplicação da

carga hidráulica de caráter dimensional.

No entanto, devemos estabelecer valores para utilização nas moendas que

estejam na faixa admissível anteriormente estabelecida e que sejam ideais

para o processo de moagem.

Usualmente, acredita-se que quanto maior a carga hidráulica, maior a extração

das moendas.

Existe, no entanto, muita controvérsia quanto à carga ideal e sua aplicação em

cada terno de moenda. A princípio devemos nos basear numa pressão

hidráulica específica razoável em todos os ternos (de 22 a 25t/dm2),

dependendo da limitação do mancal (ver Tabela 8.3).

Sabe-se também que cargas hidráulicas muito elevadas prejudicam a

alimentação das moendas e aumentam também a solicitação de potência. Se

forem realmente excessivas, podem até prejudicar a extração a partir de

valores que reduzem a permeabilidade do colchão de bagaço e,

consequentemente, a capacidade de drenagem. Testes realizados concluem

também que no 1º e 2º ternos pode-se utilizar pressões ligeiramente mais


103

baixas que nos demais, devido a esse fenômeno. No último terno, pode-se

aumentar um pouco a pressão para valores de pressão hidráulica específica

entre 23 e 25 t/dm2.


104

9 Componentes da Moenda

Os componentes de uma moenda básica podem ser verificados através da

Figura 9.1. Dependendo do tipo de moenda, podem haver variações em certos

elementos.

Figura 9.1 - Componentes de uma moenda básica

10 Sistema de Embebição


105

10.1 Introdução

Conforme descrevemos anteriormente, a moagem visa a máxima remoção do

açúcar contido na cana, através da remoção do seu caldo. Para isso, é

necessário que haja um esmagamento da camada de bagaço em cada terno.

No entanto, verifica-se que o simples esmagamento não é suficiente para se

obter bons níveis de extração (extração seca). Isto pode ser melhor entendido,

quando verificamos as proporções de caldo em relação à fibra antes e após o

esmagamento em cada terno.

Sabemos que na primeira unidade de moagem ocorre a maior parte da

extração global, simplesmente pelo deslocamento do caldo provocado pelo

esmagamento. Com isto, a cana que apresenta em torno de 7 partes de caldo

para cada parte de fibra (Fc = 12,5%), terá uma relação diminuída para valores

em torno de 2 a 2,5 após a primeira unidade de moagem, ficando cada vez

mais difícil extrair o caldo remanescente. Com isto, houve a necessidade do

artifício da embebição, que visa a diluição do caldo contido no bagaço na

entrada de cada terno. Conforme veremos a seguir, existem vários tipos de

embebição.

Podemos definir embebição como sendo o processo no qual água ou caldo

são aplicados ao bagaço de um terno para aumentar a diluição do caldo

contido no mesmo, levando a um consequente aumento na extração do caldo

no terno seguinte.


106

10.2 Embebição simples (Fig. 10.1)

É uma maneira rudimentar de aplicação da embebição, onde apenas água é

aplicada no bagaço de cada terno, a partir do segundo.

Sua utilização é comum em usinas que não apresentam desfibrador no

sistema de preparo e rolo de pressão nas moendas. Neste tipo de embebição

não existe divisão do caldo de cada terno no gamelão e o caldo extraído por

todos os ternos se mistura e é levado para o cush-cush, onde é peneirado; o

caldo misto segue para a fabricação e o bagacilho retorna para a moenda,

antes do 1º ou do 2º terno. A eficiência desse sistema é baixa, pois o volume

de água aplicado em cada terno é muito pequeno. Para aumentarmos este

volume, elevando a extração para níveis satisfatórios, seria necessário o

aumento da quantidade de água para valores muito elevados, tornando o

sistema anti-econômico. Isto exigiria um superdimensionamento dos setores de

fabricação até a evaporação e de geração de vapor.

Daí a necessidade de utilização de outros sistemas mais eficientes.

Figura 10.1 - Embebição Simples


107

10.3 Embebição composta (Fig. 10.2)

É o método mais utilizado e consiste na aplicação de toda a água de

embebição no último terno da moenda; o caldo deste é então bombeado ao

terno anterior, e assim sucessivamente, até o 2º terno. Finalmente, o caldo

deste junta-se ao caldo do 1º terno, sendo em seguida peneirado; o caldo

misto segue para a fabricação e o bagacilho retorna para a moenda, antes do

1º ou do 2º terno. A eficiência desse sistema é maior que a da embebição

simples, pois, para uma mesma quantidade de água aplicada, temos um

volume de caldo maior aplicado ao bagaço de cada terno. É importante

ressaltar que a eficiência da embebição depende fundamentalmente do volume

de caldo (água) aplicado e da baixa concentração do mesmo.

No sistema composto, a concentração do caldo de embebição aumenta do

último terno (água) para o 2º terno, porém é sempre inferior à concentração do

caldo contido no bagaço a ser embebido. Portanto, apesar de termos uma

diferença menor entre a concentração do caldo de embebição e do caldo

contido no bagaço que o recebe, em comparação com a embebição simples, o

volume de embebição aplicado em cada terno é muito maior, para uma mesma

quantidade de água total aplicada.

Para que este sistema apresente um bom desempenho, é imprescindível a

existência do desfibrador no sistema de preparo da cana e de rolo de pressão

nos ternos de moenda. Caso contrário não será possível trabalhar com altas

taxas de embebição, devido a ineficiência na alimentação de cada terno.


108

Figura 10.2 - Embebição composta

Existem algumas variações do sistema convencional, teoricamente menos

eficientes, mas que de certa maneira resolvem um problema comum em

muitas instalações; a aplicação de toda a água de embebição no último terno.

Uma das alternativas (Fig. 10.3) é a adição de água no penúltimo e últimos

ternos, em quantidades aproximadamente iguais. Em seguida, o caldo do

último terno recircula para o 2º terno anterior a ele; o caldo do penúltimo terno

recircula também para o 2º terno anterior a ele, e assim sucessivamente.

Desse modo, ficamos com dois fluxos paralelos de embebição, com

aproximadamente metade do volume de caldo em cada terno, porém com as

respectivas concentrações mais baixas. Nesse sistema, elimina-se uma

recirculação e o caldo misto é formado pelo caldo dos três primeiros ternos.

Figura 10.3 - Embebição composta (variação 1)


109

Outra alternativa utilizada (Fig. 10.4) é a divisão da água de embebição em

quantidades iguais no penúltimo e último ternos recirculando o caldo desses

dois ternos para o anterior; a partir deste, recircula-se o caldo terno a terno, até

o segundo, como no sistema convencional. Desta maneira, o volume normal de

embebição fica reduzido à metade, apenas nos dois últimos ternos.

Figura 10.4 - Embebição composta (variação 2)

Existe ainda outro recurso muito utilizado, que é o de simplesmente desviar

parte da água do último terno para o penúltimo, sem alterar o restante do

sistema, aliviando dessa maneira a alimentação do último terno (Fig. 10.2).

No entanto, todas as alternativas citadas devem ser evitadas ao máximo,

utilizando-as apenas em casos de problemas com alimentação dos ternos de

moenda, que não possam ser resolvidos com outros recursos, tais como:

diminuição da pressão hidráulica, aumento de rotação, diminuição da

temperatura da água de embebição.

Existem também vários recursos para melhoria da alimentação das moendas

e, consequentemente, da taxa de embebição, que foram citados no capítulo 7,

e podendo ser utilizados com maior eficácia; em relação à alteração do

sistema de embebido composta convecional. Podemos citar:

− Manutenção da condição superficial das camisas (frisos) com solda.


110

− Utilização de frisos que possibilitem boa drenagem e reduzam a umidade

do bagaço final.

− Instalação de esteiras de arraste;

− Aplicação de água de embebição por tubo pressurizado, principalmente em

instalações com esteiras convencionais de lona.

Como dissemos, a embebição composta convencional apresenta bons

resultados devido ao aumento do volume de embebição em cada terno.

Porém, este sistema ainda não é suficiente para saturar o bagaço embebido

com caldo; considera-se que essa saturação é conseguida quando se atinge

uma relação caldo/fibra em torno de 7, valor próximo à cana que alimenta o 1º

terno de moenda. Foi procurando atingir esse objetivo, que se partiu para a

utilização de outros sistemas de embebição.

10.4 Embebição com recirculação e embebição integral (Fig. 10.5)

Partindo-se do sistema de embebição composta convencional e com o objetivo

de se aproximar cada vez mais da saturação do bagaço, podemos acrescentar

ao caldo de embebição de cada terno parte do caldo do próprio terno, que

recircula com o objetivo de aumentar o volume de caldo de embebido no terno

considerado. Esta prática é muito benéfica ao se processar uma cana com

baixa concentração de Brix (início de safra), quando utiliza-se pouca água de

embebição para não diluir muito o caldo misto. A recirculação aumenta a

eficiência da embebição sem promover esta diluição.


111

Figura 10.5 - Embebição com recirculação

Quando a embebição por recirculação de caldo chega a saturar o bagaço de

cada terno, ou seja, elevar a relação caldo/fibra para valores em torno de 7,

temos a embebição integral. Para que isso seja possível, são necessárias

várias modificações nas moendas, tais como:

− Melhoria na drenagem, com instalação de "Meschaerts";

− Instalação de esteiras de arraste com fundo perfurado para drenar o

excesso de caldo.

− Instalação da calha Donnelly em todos os ternos;

− Modificação do sistema de aplicação da embebição, para que o bagaço, ao

sair da moenda, entre numa espécie de "piscina de caldo".

A instalação desse sistema nos faz deparar com problemas relativos à

dificuldade de alimentação das moendas, que o tornam de difícil implantação

em Usinas que trabalham com altas moagens, o que é normal em nossas

instalações.

Portanto, sabemos que se esses problemas puderem ser resolvidos, o sistema

deverá apresentar grande eficiência.


112

10.5 Controle da Água de Embebição

Qualquer que seja o sistema de embebição implantado, deve-se procurar

manter um controle eficiente sobre os seguintes fatores relativos à água de

embebição aplicada.

− Vazão;

− Temperatura;

− Método de aplicação.

10.5.1 Controle de Vazão (Fig. 10.6)

Como sabemos, a moagem é um processo volumétrico e, portanto, o volume

de material entrando em cada terno deve ser mantido o mais constante

possível. No caso da embebição composta, por exemplo, ao variarmos a vazão

da água estaremos variando o volume de material entrando em todos os ternos

a partir do 2º. Isto nos leva a flutuações indesejáveis nos resultados obtidos,

como: umidade e pol dos bagaços, extração total.

Portanto, o primeiro passo para o controle é a garantia de vazão constante de

água entrando na moenda. A maioria das usinas utiliza a água de

condensados do processo de fabricação complementada com água fria, para

embebição. A primeira, está normalmente sujeita a variações, podendo ser

escassa em muitos instantes, dependendo do balanço da usina. O ideal,

portanto, é ter um reservatório "exclusivo" para água de embebição das

moendas, onde se faz a mistura da água quente dos condensados com a água

fria. O nível desse tanque deve ser controlado e mantido constante.

Na saída do tanque deveremos ter uma tubulação "independente" para cada

conjunto de moendas, para que as alterações na vazão de cada um não

interfiram no outro (Fig. 10.6 - I). Outra alternativa é a instalação de uma

válvula de controle de vazão em cada conjunto. (Fig. 10.6 - II).


113

Figura 10.6 - Controle de vazão da água de embebição

Somente após termos a vazão constante garantida nas moendas, devemos

pensar em quantificar esta vazão. Para isso, devemos instalar um medidor de

vazão na tubulação que alimenta cada moenda. Se tivermos a vazão de água

dividida em mais um terno, devemos instalar mais um medidor de vazão.

Recomenda-se também a instalação de um registrador gráfico.


114

A importância da medição da vazão está ligada a uma facilidade muito maior

no controle de aplicação da água e também ao balanço material feito na

moenda, pois a determinação da vazão de água pelo método inferencial é

muito imprecisa.

10.5.2 Controle de Temperatura

Existe muita controvérsia quanto à temperatura ideal da água de embebição,

portanto vamos citar aqui algumas vantagens e desvantagens da aplicação da

água quente na embebição:

Vantagens:

− Aproveitamento dos condensados da fabricação;

− Maior diluição do caldo residual contido no bagaço, levando a melhor

extração.

− Aumento da temperatura do bagaço final, que pode levar a uma pequena

diminuição da umidade até a alimentação nas caldeiras.

Desvantagens:

− Aumento na dificuldade de alimentação das moendas;

− Dificuldade na aplicação de solda nas moendas, devido às condições de

trabalho dos soldadores.

Entretanto, existem meios para se contornar as desvantagens citadas e

recomenda-se normalmente a aplicação de água quente, em torno de 70°C.

Pode-se incluir no sistema de controle de água de embebição um controle da

temperatura da água, alterando-se a vazão de água quente em função da

temperatura do reservatório destinado à embebição.


115

10.5.3 Método de aplicação

Devemos aqui diferenciar a aplicação de água ou de caldo, pois no segundo

caso, temos a presença de bagacilho em suspensão.

A água pode ser aplicada por meio de bicas de embebição (Fig. 10.7), ou com

mais eficiência, pressurizada através de um tubo posicionado abaixo da

camada de bagaço, na saída do pente do rolo de saída (Fig. 10.8). A água

aplicada por meio de bicas apresenta o inconveniente de embeber o bagaço

da parte superior da camada, deixando a parte inferior menos embebida. Isto

ocorre devido ao grande poder de absorção de caldo pelo bagaço, ao sair da

compressão em um terno de moenda. Portanto, as partes primeiramente

atingidas pela embebição irão absorvê-la, deixando as outras (camadas

inferiores) carentes.

Figura 10.7 - Bica de embebição


116

Figura 10.8 - Embebição pressurizada

Já no caso da embebição pressurizada, além do poder de penetração do caldo

na camada devido à pressão dos jatos, existe uma agitação do bagaço na

saída do pente provocada pelos mesmos, o que leva a uma distribuição da

embebição muito mais uniforme em todo o volume de bagaço. O tubo

pressurizado é dimensionado em função da moagem, da taxa de embebição, e

da pressão de trabalho, que é recomendada em torno de 3kgf/cm2. O tubo

apresenta furos longitudinais igualmente espaçados e com diâmetro

determinado em função dos parâmetros acima citados e do número de furos

desejado. Apesar de sua instalação ser possível em esteiras convencionais de

lona ou em esteiras de arraste, sua eficiência tem se mostrado maior nas

primeiras, onde justamente, a embebição por bica é menos eficiente.


117

O caldo de embebição é normalmente aplicado por bicas (Fig. 10.7), que têm a

função de distribuir o mesmo de uma maneira uniforme por toda a largura da

esteira.

Como no caso da embebição de água, podemos ter a embebição de caldo

pressurizada. Porém, neste caso há a necessidade de peneirar previamente o

caldo para evitar entupimentos no tubo. Outra dificuldade é a variação da

vazão de caldo no processo de moagem, que leva à necessidade de instalação

de válvulas de controle para manutenção do nível de caldo nos tanques de

embebição.

10.6 Quantidade de embebição

A quantidade de água de embebição aplicada a uma moenda depende de

vários fatores, dentre os quais podemos citar:

− Fibra da cana;

− Capacidade de fabricação;

− Alimentação das moendas;

− Pressão hidráulica;

− Limite máximo economicamente viável;

− Limite de absorção do bagaço.

Como normalmente o limite máximo economicamente viável está muito acima

do limite da fabricação ou da alimentação das moendas, devemos nos

preocupar mais com os outros fatores. No entanto, como o aumento do custo

da energia vem se tornando cada vez mais significativo, pode ser que este

limite passe a ser reduzido, não devendo portanto ser esquecido. No nosso

caso, o aumento na embebição provoca um aumento proporcional na energia

necessária para evaporação do caldo.


118

Não devemos nos prender a taxas de embebição recomendadas como ideais,

pois esses valores são apenas médios e orientativos.

Em síntese, a quantidade de água aplicada a uma moenda seria a máxima que

não cause problemas de alimentação na mesma, desde que esse valor não

ultrapasse a capacidade da fabricação. Caso esta capacidade esteja baixa,

deve-se procurar aumentá-la de tal modo que fiquemos limitados

exclusivamente pela alimentação das moendas.

Outra prática comum nas usinas é controlar a embebição a partir de uma faixa

de concentração de Brix ideal na decantação. Esta interferência entre o

processo de fabricação e a moagem deve ser evitada. Isto porque o Brix do

caldo misto depende fundamentalmente do Brix da cana entrando na moenda.

Portanto, para canas com Brix muito elevado, a quantidade de água necessária

na embebição para obter um caldo misto com determinada concentração pode

ser muito superior à limitação máxima de alimentação na moenda. Isto nos

leva à conclusão de que deve-se diluir o caldo misto na própria fabricação, e

não aumentar a embebição.

Valores normalmente encontrados nas usinas estão em torno de 25 a 35% de

embebição % cana, podendo atingir valores maiores, dependendo das

condições citadas anteriormente.

Existe ainda um procedimento muito comum nas usinas, que é o de limitar a

quantidade de água em função da umidade do bagaço, ou ainda reduzir a

água no último terno, aumentando no penúltimo. Isto muitas vezes não é

correto, pois apesar da embebido ter influência na umidade do bagaço final,

existem outros fatores ainda mais influentes, que podem estar sendo

esquecidos, como:


119

− Alimentação constante das moendas;

− Vazamentos de caldo pelo pente superior;

− Pressão hidráulica.

10.7 Separação do caldo misto (Fig. 10.9)

Muitas usinas vêm utilizando o recurso de isolar o caldo do 1o terno e enviá-lo

para fabricação de açúcar e o 2o terno para fabricação de álcool, mantendo, no

entanto, um recurso de complementar o caldo do 1o terno com o do 2o terno ou

vice-versa, dependendo da produção de açúcar ou álcool.

Este é um sistema muito versátil, pois permite desde a mistura de álcool total

dos caldos (caldo misto) até a separação total (caldo para açúcar e caldo para

álcool), passando por situações intermediárias de dosagem.

Desta maneira, o caldo para açúcar é fornecido com Brix mais alto,

economizando energia na evaporação.

Também no início da safra, quando a cana tem Brix muito baixo, conseguimos

operar com taxas de embebição muito altas sem a preocupação de diluição

excessiva do caldo para açúcar.

J1: CALDO PARA AÇÚCAR J2: CALDO PARA ÁLCOOL

Figura 10.9 - Separação do caldo misto


120

10.8 Peneiramento do caldo

O caldo misto ou os caldos separados do 1o e 2o ternos, são peneirados antes

de serem enviados para a fabricação de açúcar e álcool. Neste processo são

utilizadas as seguintes opções de equipamentos:

- “cush-cush” de caldo

- peneiras estáticas DSM

- peneiras vibratórias

- peneiras rotativas

Em todas as alternativas o bagacilho peneirado retorna à moenda, por meio de

uma rosca transportadora, antes do 1o terno ou, preferencialmente, antes do

2o terno. A última alternativa é adotada principalmente nos casos de moagem

elevada, onde percentuais de 10 a 15% de retorno de bagacilho podem limitar

a capacidade de moagem.

10.8.1 Cush-cush de caldo (Fig. 10.10)

É formado por um transportador de taliscas, dotado de telas de arame de perfil

trapezoidal (Figura 10.11) com abertura recomendada (C) de 0,65mm e largura

no topo do arame (A) de 2,26mm. A capacidade de peneiramento de caldo é

de aproximadamente 80m3/h por m2 de área aberta da tela.

A porcentagem de área aberta é dada pela fórmula abaixo:

%AA = CA + C

, onde:

C = abertura (ranhura) da tela (mm)

A = largura do topo do arame trapezoidal (mm)


121

As telas do cush-cush são feitas em módulos com largura de 1.000 a 1.300mm

e comprimento aproximado de 1.000mm.

Figura 10.10 - Cush-cush de caldo

Figura 10.11 - Telas de arame com perfil trapezoidal

Exemplo: Determinar o número de telas do cush-cush para uma moenda 37” x

78” com vazão de caldo misto de 450m3/h. Utilizando telas com abertura de

C Perfil trapezoidal

Vareta suporte

A


122

0,65mm e com largura de arame de 2,26mm, e de dimensões uteis 1.000 x

1.300mm.

O cush-cush está atualmente sendo substituido por peneiras rotativas.

%AA = 0,652,26 +0,65

%AA = 0,22

AA =1,0 1,3 0,22 AA = 0,286 m

Nº telas = 45080 0,286

Nº telas 20

tela tela2

⇒

× × ⇒

×⇒ ≅

10.8.2 Peneiras estáticas DSM

Utilizam o mesmo tipo de tela de arame do cush-cush. São necessários

conjuntos de peneiras para a vazão total de caldo misto da maior parte das

moendas.

10.8.3 Peneiras vibratórias

Utilizadas para peneiramento mais fino, apresentam tela perfurada, pequena

inclinação e um movimento vibratório para facilitar o peneiramento.

10.8.4 Peneiras rotativas (Fig. 10.12)

São as mais utilizadas atualmente em substituição ao “cush-cush”. Apresentam

um rotor cilíndrico que gira em baixa rotação ( ~ 5rpm) e um distribuidor de

caldo em seu interior. O acionamento é feito por rodas de atrito e as telas de

arame são similares às utilizadas no cush-cush, com aberturas de 0,5 a

0,65mm. Utiliza-se no seu dimensionamento a capacidade de peneiramento

de70m3/h por m2 de área aberta. Na Tabela 10.1 podemos verificar as

principais características das peneiras Copersucar.


123

Tabela 10.12 - Características das peneiras rotativas Copersucar

Vazão m3/h

Elemento Filtrante diâm x comp. mm

Esp. arame

mm

Abertura

mm

% área aberta

Área peneira

m2

Vazão espec.

m3/h/m2

Rotação

rpm

Potência

CV

Peso rotor kg

150 φ 1.100 x 2.500 1,5 0,5 25% 8,63 17,5 7 5 500

300 φ 1.600 x 2.500 1,5 0,5 25% 17,59 17,5 7 12,5 1216

500 φ 2.200 x 4.950 1,9 0,5 20,8% 34,21 14,5 5 15 4280

600 φ 2.200 x 4.950 1,9 0,65 25,5% 34,21 18 5 15 4280

750 φ 3.000 x 5.400 1,9 0,5 20,8% 50,89 15,5 4 15 6405

900 φ 3.000 x 5.400 1,9 0,65 25,5% 50,89 18 4 15 6405

As principais vantagens da utilização dessas peneiras em relação ao cush-

cush são:

- Menor custo de manutenção.

- Facilidade de limpeza e menor nível de infecção.

- Menor espaço necessário para instalação.


124

Figura 10.1 - Peneira rotativa


125

11 Regulagem de Moendas

11.1 Introdução

A regulagem de moendas consiste em:

− Selecionar a velocidade de trabalho adequada;

− Selecionar os diâmetros e tipos de frisos adequados;

− Selecionar a posição relativa mais favorável dos rolos e da bagaceira;

− Calcular as aberturas entre os rolos;

− Selecionar os rodetes adequados, etc.

A regulagem de moenda depende de vários fatores, tais como: tipo de castelo,

moagem, fibra da cana, tipo de frisos, velocidade dos rolos, diâmetro das

camisas, reabsorção, etc. A regulagem de moenda, apesar de seguir certos

critérios e cálculos objetivos, também envolve um pouco de subjetividade e de

experiência prática.

Durante o processo de moagem, devido à enorme quantidade de matéria

prima em manipulação, uma pequena perda de sacarose no bagaço final,

representa uma grande perda de açúcar. Por outro lado, uma pequena

diminuição do pol do bagaço representa uma grande quantidade de açúcar

recuperado.

Para se ter uma idéia, tomemos um exemplo de uma moenda com 6 ternos

37"x78" com:

Moagem 350 TCH

Pol da cana 12%

Fibra da cana 12,5%

Eficiência de fabricação 90%


126

Se obtivermos uma melhora na pol do bagaço em 0,2 pontos (De 2,2 para 2,0),

que a princípio parece ser pequena, como mostrado abaixo, do 1° para o 2°

caso.

Bagaço 1º Caso 2º Caso

Pol 2,2 2,0

Umidade 50,17 50,70

Brix 2,95 2,58

Pureza caldo residual 74,6 77,5

O açúcar recuperado, devido somente ao abaixamento da pol do bagaço seria

de 78 sacas de 50 kg, por dia. Se considerarmos uma safra de 5 meses, com

tempo de aproveitamento de 90%, teríamos no fim da safra 10.530 sacas de

açúcar adicionais, como mostrado na tabela 11.1

Tabela 11.1 - Açúcar recuperado devido ao abaixamento da pol do bagaço

Fibra % Bagaço

Toneladas de Bagaço hora

Açúcar no Bagaço (kg/h)

Açúcar Adicional (sacas)

1 dia safra

1º Caso 46,88 93,32 2.053 78 10.530

2º Caso 46,72 93,64 1.873

Isto mostra a importância da regulagem e operação correta da moenda.

11.2 Cálculo de aberturas

Quando o bagaço passa através de um terno, a compressão maior da camada

ocorre entre o rolo de saída e superior. Portanto, esta abertura de saída é a

primeira a ser calculada.


127

As aberturas são calculadas em trabalho, isto é, na condição de rolo superior

em flutuação e são as seguintes:

P' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de pressão

E' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de entrada

S' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de saída

Estas aberturas referem-se sempre ao diâmetro primitivo do rolo, isto é,

diâmetro externo menos a altura do friso (Fig.11.1).

A seguinte convenção foi adotada para entendimento do cálculo da regulagem.

− DT, (DTP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo superior

− DS, (DSP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo saída

− DE, (DEP ) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo entrada

− DP, (DPP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo pressão

− HT = Altura do friso rolo superior

− HS = Altura do friso rolo saída

− HE = Altura do friso rolo entrada

− HP = Altura do friso rolo pressão


128

Figura. 11.1 - Aberturas entre rolos de moenda

A fórmula utilizada para o cálculo de abertura de saída, também adotada em

vários outros países, é:

S9,5 M FV L F

' c

b

=⋅ ⋅⋅ ⋅

onde:


129

− S' - abertura de saída (mm)

− M - moagem horária (TCH)

− FC - Fibra da cana (%)

− L - Comprimento do rolo (m)

− Fb - Fibra % bagaço na saída do terno (%)

− V - Velocidade média entre o rolo superior e saída (m/min)

− n - Rotação do terno (rpm)

( )V =D D n

2000TP SPπ ⋅ + ⋅

DTP e DSP em mm.

Os valores da fibra porcento bagaço (Fb) dependem do modo de alimentação

do 1° terno, qualidade do preparo de cana e condições gerais dos ternos. Os

números obtidos pela fórmula do cálculo de abertura de saída são

arredondados para ± 0,5. Para se obter as aberturas de entrada (E') e pressão

(P´) multiplica-se a abertura de saída (S') pelos fatores Fe e Fp,

respectivamente. Todos os fatores citados estão tabelados na tabela 11.2.

Tabela 11.2 - Fatores Fb, Fe e Fp.

Fator Nº Ternos

ternos 1° 2° 3° 4° 5° 6°

6 30 34 38 42 46 50

Fb 5 30 35 40 45 50

4 30 37 44 50

6 1.8 1.8 1.8 1.8 2 2.2

Fe 5 1.8 1.8 1.8 2 2.2

4 1.8 1.8 2 2.2

Fp 5 5 5 5 5 5

Obtidas as aberturas, calcula-se as distâncias entre centros dos rolos em

trabalho (C1, C2, C3, C4), como mostrado na figura 11.2 e coloca-se num


130

diagrama denominado triangulação. Indicamos a seguir o cálculo das aberturas

em trabalho.

Figura. 11.2 - Triangulação

C1 - Centro a centro entre rolo superior/saída em trabalho

C2 - Centro a centro entre rolo superior/entrada em trabalho

C3 - Centro a centro entre rolo superior/pressão em trabalho

C4 - Centro a centro entre rolo entrada / pressão em trabalho

C1= D H2

D H2

S = D H2

S

C2 = D H2

D H2

E = D H2

E

C3 = D H2

D H2

P = D H2

P

C4 = D D2

15 -H para H H

C4 = D D2

15 -H para H < H

T T S S ' SP SP '

T T E E ' EP EP '

T T P P ' PP PP '

E PP E P

E PE E P

−+

−+

++

−+

−+

++

−+

−+

++

++ ≥

++

11.3 Traçado da bagaceira


131

A função da bagaceira é conduzir o bagaço do rolo de entrada para o rolo de

saída, sem a intenção, no entanto, de extrair caldo. Do seu correto

posicionamento, depende um funcionamento uniforme e contínuo da moenda e

também o desempenho da extração. Se a bagaceira for posicionada muito alta,

a carga sobre o rolo superior é muito elevada, ocorrendo desgaste acentuado

da mesma, aumentando a potência absorvida e sufocando a passagem de

bagaço, resultando portanto em alimentação deficiente da moenda.

Se a bagaceira for posicionada muito baixa, o bagaço ao passar sobre ela não

é comprimido suficientemente para impedir que o rolo superior deslize sobre a

camada de bagaço resultando em embuchamento nessa região.

Demonstra-se matematicamente que o perfil da bagaceira deve ter uma forma

de espiral logarítmica. Em outras palavras, a abertura entre esta e o rolo

superior deve ir aumentando gradativamente, obedecendo a função acima à

medida que o bagaço caminha do rolo de entrada para o de saída. Fisicamente

o bagaço, ao passar pelo rolo de entrada, é comprimido e se expande sobre a

bagaceira até encontrar o rolo de saída, onde é comprimido novamente.

Na prática, ao se desenhar a bagaceira, como a curva espiral logarítmica é de

difícil construção, é feita uma aproximação com arco de circunferência, pois o

desvio entre uma curva e outra é tão pequeno, que torna-se desprezível do

ponto de vista do funcionamento da moenda. O traçado da bagaceira é feito

em escala 1:1, pois o perfil natural é usado para fundição e usinagem da peça.

A seguir apresentamos um roteiro para o traçado da bagaceira.


132

11.4 Roteiro para o traçado da bagaceira (Fig. 11.3)

(A) - Marca-se um ponto qualquer (OT) que será o centro do rolo superior em

repouso.

(B) - Traça-se uma linha vertical (V1) e uma horizontal (H1) passando pelo

ponto OT.

(C) - Abaixo da linha horizontal H1 traça-se uma outra linha horizontal (H2)

paralela à primeira e distanciada de H. Esta distância H refere-se à

diferença de nível entre o centro do rolo superior e inferiores sem calço e

sem desgaste (condição de projeto do terno); depende da bitola da

moenda e do fabricante.

(D) - Se o castelo for inclinado a 15°, traçar uma linha com esta inclinação

passando pelo ponto OT. Se o castelo for reto, esta linha será vertical.

(E) - A partir do ponto OT distanciado da medida de oscilação, marcar o

ponto OT' sobre a linha de inclinação do castelo. Este ponto é o centro do

rolo superior em trabalho. Os valores da oscilação dependem do

posicionamento e da bitola dos ternos.

(F) - Com os valores da triangulação já calculados, medidas C1, C2, C3 e C4

obtém-se os pontos OE, OS e OP, centros, respectivamente, dos rolos de

entrada, saída e pressão, com a ajuda de um cintel.

(G) - Obtido os centros dos rolos, traça-se os diâmetros interno, primitivo e

externo dos 4 rolos.

(H) - Posicionar o ponto P de modo que OP = (1/3) DEP

(I) - Ligar o ponto P ao ponto OT


133

(J) - Marcar sobre a linha P OT , a partir do diâmetro primitivo do rolo

superior X1 = 2 E', obtendo-se P1

(K) - Medir a distância do ponto P1 à linha V1 (medida Y)

(L) - O ponto P2 é obtido dando se uma queda de 6 % em relação ao ponto P1,

ou seja: X2= X1 + 0,06 Y

(M) - O ponto P3 também é obtido dando-se uma queda de 6% em relação ao

ponto P2. O ponto P3 é o final da bagaceira e é tangente ao diâmetro

externo do rolo de saída. X3= X2 + 0,06 Z

(N) - Traça-se um arco de circunferência que passa pelos pontos P1, P2 e P3.

(O) - Completa-se o perfil com centro do cintel em P e com abertura P P1 ,

traçando-se um arco até encontrar o diâmetro interno do rolo de entrada,

obtendo se o ponto Po.

(P) - Completa-se o perfil com o traçado dos frisos de entrada e saída da

bagaceira conforme os frisos dos rolos.

(Q) - Para se obter a abertura em repouso, basta traçar o diâmetro primitivo do

rolo superior com centro em OT e medir as aberturas diretamente com

escala a partir deste diâmetro.


134

Figura. 11.3 - Traçado da bagaceira

Para a montagem dos ternos é feita uma Tabela de Regulagem (Tabela 11.3).

Esta tabela é utilizada pelos mecânicos das moendas para posicionar os rolos

e as bagaceiras nos castelos no início de cada safra. O preparo de moenda

correspondente ao exemplo indicado nesta tabela é para as seguintes

condições:

− Moenda 5 ternos 37"x78" (Moenda Dedini)

− Moagem 300 TCH

− Fibra da cana 12,5 %

− Rotação dos ternos 6,5 RPM


135


136

12 Montagem de Moendas (Bagaceiras)

De nada adiantam todos esses cálculos e traçados, se a montagem dos rolos e

bagaceiras for feita inadequadamente, ou se as peças não estiverem de

acordo com o desenho.

Portanto, a primeira providência é fazer uma inspeção (controle de qualidade)

cuidadosa das bagaceiras, rolos e pentes junto ao fabricante. A inspeção deve

englobar tanto o dimensional quanto o material empregado na confecção das

peças. No tocante ao material, deve-se verificar a composição química, falhas

de fundição, trincas e propriedades mecânicas. Um defeito muito comum que

se tem observado na fabricação das bagaceiras é quanto ao erro de passo dos

frisos. Um desvio de passo além do especificado compromete a montagem, e

o desgaste dos frisos certamente será prematuro. O “Roteiro para inspeção em

bagaceiras”, da Copersucar, nº 74.048.30.07 é bastante abrangente para o

controle de fabricação das mesmas.

Também deve-se ter em mente que o bom desempenho das moendas

depende de uma boa montagem no começo da safra. Se a montagem for

inadequada, certamente a extração do conjunto ficará comprometida, além de

se correr o risco de desgaste excessivo dos equipamentos e até mesmo da

ocorrência de quebras mecânicas.

A seguir daremos um roteiro de montagem da moenda. Neste roteiro será

suposto que os castelos estão nivelados e alinhados e que os desgastes dos

mancais, munhão e guias estão dentro de uma tolerância aceitável. Caso este

requisito não for satisfeito, deve-se reformar ou mesmo substituir as peças

gastas.

A Copersucar tem também um “Procedimento para montagem de bagaceiras”,

nº 74.048.33.07, que fornece detalhes mais criteriosos para a montagem dos

eixos e da bagaceira.


137

12.1 Roteiro para montagem da moenda

Materiais necessários:

Cintel Esquadro

Compasso de centro Aparelho de nível ou mangueira

Prumo de centro Tabela de regulagem

Trena Ferramentas (chaves, lixadeiras etc)

Escala metálica Paquímetro

(1) - Colocar os rolos inferiores nas respectivas posições, conforme o mapa de

posicionamento dos rolos fornecido com o projeto do preparo de moenda. Os

frisos dos rolos já devem estar previamente soldados (solda de base, picote,

travamento e chapisco).

(2) - Achar os centros dos rolos em ambos os lados do eixo (Fig.12.1),

com auxílio de compasso de centro. Normalmente os eixos dos rolos de

moenda possuem uma numeração preferencialmente feita com punção ou

outro meio qualquer, de modo que não possa ser removida facilmente. Os

rolos, na maioria dos casos, mudam de posição a cada safra e portanto, a

numeração dos eixos tem por finalidade facilitar o seu posicionamento,

identificação e também o controle do seu estado e da vida útil.


138

Figura 12.1 - Determinação dos Centros dos Eixos

(B) - Coloca-se o cintel com sua roldana apoiada sobre o semi casquilho

inferior (telha) do eixo superior (Fig.12.2). A qualidade do cintel é muito

importante para se obter uma boa montagem. O tubo do cintel deve possuir um

comprimento aproximado dos eixos, atravessando os dois castelos. Seu

diâmetro deve ser igual ou superior a 2" para se ter uma boa resistência à

flexão. O tubo, as roldanas e o medidor do cintel devem ser usinados com a

menor folga possível para se obter uma boa precisão de medidas.


139

Figura 12.2 - Determinação dos calços dos rolos

(C) - Olhando-se a tabela de regulagem (Tab. 11.3) no campo "Dimensões

para montagem" e no subcampo "calços" tem-se os calços dos rolos de

pressão (CP), entrada (CE) e saída (CS). Estes valores referem-se à moenda

cuja diferença de nível entre o rolo superior e inferiores, sem calço, seja

exatamente igual a medida H da tabela de regulagem (condição de projeto do

terno). Mas na prática esta medida H de tabela, nunca coincide com a real,

devido aos desgastes do munhão, do casquilho, do assento e do mancal

cantoneira. Somente nas moendas novas ou reformadas completamente


140

poderá haver coincidência. Ainda encontramos neste campo, as alturas HE e

HS, diferenças de nível entre o rolo superior e o de entrada e entre o rolo

superior e o de saída, respectivamente. Portanto, CP e CE são apenas

orientativos, devendo-se calçar tanto quanto necessário para se obter as cotas

HE e HS.

(D) - Para determinação do calço real, colocam-se os rolos inferiores nos

castelos sem nenhum calço, nas suas respectivas posições (Fig.12.2).

Primeiramente, verifica-se o nivelamento do cintel. Com a mangueira de nível

ou preferencialmente com aparelho de nível, verifica-se o nível no centro do

tubo do cintel do lado do acionamento da moenda em relação ao lado oposto

(Fig.12.3). Este desnível não deverá ser, de uma maneira geral, superior a

2 mm. Caso seja maior, verificar a causa e corrigi-la. As causas mais comuns

são: desgaste do casquilho, do assento, desnivelamento dos castelos ou

mesmo cintel inadequado.

Figura 12.3 - Verificação do nivelamento do rolo superior


141

Feito isto, mede-se a diferença de nível entre o cintel e os rolos inferiores (ver

Fig.12.4). Obtendo-se as medidas He e Hs, respectivamente dos rolos de

entrada e saída. Estas medidas deverão ser tomadas em ambos os lados do

terno.

Figura 12.4 - Desnível entre o rolo superior e inferiores


142

O calço real então é calculado em ambos os lados do terno como se segue:

Calço do rolo de entrada (He - Hre)

Calço do rolo de saída (Hs - Hrs)

Tomemos o exemplo do 2º terno. Suponha que as cotas He e Hs medidas são:

Lado do Acionamento Lado Oposto

He 708 709

Hs 710 712

O calço real necessário será:

Lado do Acionamento Lado Oposto

Ce He - Hre = 708 - 695,5 = 12,5 He - Hre = 709 - 695,5 = 13,5

Cs Hs - Hrs = 710 - 686,0 = 24,0 Hs - Hrs = 712 - 686,0 = 26,0

Obs.: As medidas (He - Hre) e (Hs - Hrs) não reproduzem fielmente os calços

reais, uma vez que He e Hs são medidos na extremidade do eixo e não

na linha de centro dos mancais. Entretanto, como o desnível dos eixos é

pequeno, a diferença é desprezível. Se o desnível dos eixos inferiores

for muito grande, deve-se nivelá-los antes.

Se as cotas He e Hs medidas coincidirem com a medida H da tabela de

regulagem, evidentemente que neste caso todo o procedimento anterior é

desnecessário, basta colocar os calços constantes na tabela de regulagem.

(E) - Posiciona-se os rolos inferiores já com os calços calculados. Verifica-se

novamente por meio de aparelho de nível ou mangueira a diferença de nível

entre o cintel e os rolos inferiores para ver se coincide com as medidas Hre e


143

Hrs. Se tudo estiver em ordem insere-se a bagaceira já com a balança entre os

rolos.

(F) - Acerta-se o carrinho por meio dos parafusos (1) e (2) (Fig.12.5),

movimentando-o no sentido longitudinal de modo que a linha de centro da

bagaceira esteja avançada de medida AV constante na tabela de regulagem

em relação à linha de centro do rolo superior. Para evitar este procedimento

em toda a safra costuma-se marcar em forma de uma linha vertical, o carrinho

e o banquinho nesta posição. Com este procedimento, torna-se mais prático

acertar o carrinho, pois quando as duas linhas coincidirem, ele estará na sua

posição correta (ver fig. 12.5).

(G) - Coloca-se o cintel com a medida AB2 da tabela de regulagem

posicionando-o na vertical e mantendo o conjunto bagaceira e balança

também na vertical. Com um paquímetro mede-se da ponta do cintel até a

parte superior da bagaceira, exatamente sobre a linha de centro do eixo

superior. Esta é a medida do calço necessário entre o carrinho e banquinho

(Fig.12.5).


144

Figura. 12.5 - Posicionamento e determinação de calço do carrinho

(H) - Após calçar o carrinho com a medida do calço determinada no item

anterior, desce-se um prumo do centro do tubo do cintel em ambos os lados do

terno (Fig.12.6). Posiciona-se então o rolo de entrada a uma distância Re da

linha do prumo. Esta distância Re deve ser medida na horizontal do centro do

eixo até a linha do prumo, em ambos os lados do terno. Procede-se da mesma

maneira com o rolo de saída, mas com medida Rs. As medidas Re e Rs

encontram-se na tabela de regulagem (Tab. 11.3).

(I) - Em seguida, abre-se o cintel com a medida AE da tabela de regulagem e

verifica-se a abertura de entrada passando-se a ponta do cintel no fundo do


145

friso do rolo de entrada. Deve-se pegar pelo menos dois frisos de cada lado do

rolo, devido a não uniformidade da profundidade dos frisos. Se todas as peças

estiverem com as dimensões conforme desenho, dentro da tolerância

aceitável, então a abertura deverá estar correta

Se ao passar o cintel e a abertura não estiver de acordo com a tabela, então

posiciona-se o rolo para que a abertura fique correta (Fig 12.6). Em seguida

mede-se a nova distância Re que será diferente da anterior. Esta nova

distância poderá diferir de um máximo de ± 5 mm da anterior. O importante é

deixar a nova medida Re igual em ambos os lados do terno para garantir o

paralelismo e um melhor assentamento entre o munhão e mancal. Repete-se

este procedimento para o rolo de saída, mas com as medidas As e Rs.

Figura 12.6 - Posicionamento dos rolos


146

(J) - Prende-se o carrinho da balança e puxa-se o tirante externo (5) (Fig.12.7),

para assentar a bagaceira no rolo de entrada. Em seguida verifica-se

visualmente se a bagaceira encaixou satisfatoriamente nos frisos do rolo de

entrada. Uma fresta de 3 mm (Fig.12.8) entre o bico da bagaceira e o fundo do

friso é normal. Na maioria dos casos o encaixe é satisfatório. Às vezes, por

problemas de erro de usinagem do passo do friso do rolo ou da bagaceira, o

acasalamento é inadequado. Neste caso, se somente alguns frisos estiverem

interferindo, pode-se raspar levemente estes frisos com uma lixadeira para

melhorar o acasalamento.

Figura 12.7 - Encaixe da bagaceira.

(K) - Em seguida, verifica-se as aberturas AB1 e AB3, na entrada e saída da

bagaceira, respectivamente. Como normalmente o encaixe entre a bagaceira e


147

o rolo de entrada não é perfeito, a tendência é que a medida AB1 real fique um

pouco menor que a da tabela e exatamente o oposto acontece com a medida

AB3. (Fig.12.8). É normal que a medida AB1 fique até 3 mm menor que o da

tabela. Esta diferença não é preocupante, uma vez que no ajuste da moenda

em movimento, o acasalamento se completará e as medidas AB1 e AB3

tenderão a se aproximar da tabela.

(L) - Por último, coloca-se o rolo de pressão. Posiciona-se o rolo com a

abertura AP da tabela de regulagem (Fig. 12.7). O calço do rolo de pressão

deve ser ajustado de modo que a distância entre o fundo do friso do rolo de

entrada e o externo do rolo de pressão fique com cerca de 15 mm. Finalmente

checa-se o paralelismo do rolo de pressão em relação ao cintel.

Figura 12.8 - Folga entre bagaceira e rolo de entrada.


148

13 Avaliação do Desempenho da Moagem

13.1 Introdução

O controle da moagem tem como objetivo principal minimizar a perda de

açúcar no bagaço final e a manutenção da umidade do mesmo em condições

de uma queima eficiente nas caldeiras. Para tanto, não basta a análise das

condições desse bagaço, mas sim o controle das fases mais importantes do

processo, onde grandes perdas podem ocorrer. Para facilitar esse controle

podemos dividi-lo em fases distintas, que serão avaliadas a seguir.

13.2 Controle de moagem horária

Para sabermos se um conjunto de moagem está operando na capacidade

prevista, e também com o objetivo de possibilitar um balanço material do

processo, podemos verificar a capacidade de moagem a partir da pesagem de

cargas descarregadas na moenda e das horas efetivas de moagem. Este

método fica um pouco prejudicado quando se deseja obter a moagem horária

média de um dia nas instalações que apresentam armazenamento da cana em

pátios ou barracões.

Nesses casos, deve-se avaliar o peso das cargas estocadas diariamente, num

horário estabelecido e descontar da carga fornecida pelas balanças no

período. Para termos uma medição mais precisa, pode-se avaliar a moagem

num curto intervalo de tempo (1 a 2 horas), anotando-se o peso das cargas

descarregadas no conjunto em questão e marcando-se o tempo de moagem.

Quando a usina dispõe de mais de um conjunto de moagem, deve-se procurar

controlar o fluxo de cargas durante o dia todo, permitindo assim a avaliação da

moagem de cada conjunto separadamente.

13.3 Controle do preparo de cana


149

O primeiro ponto que deve ser avaliado no sistema de moagem é a eficiência

do sistema de preparo, medida através da análise de pol em células abertas na

cana preparada (P.C.A.), comumente chamado de "índice de preparo".

O preparo de cana com desfibrador provoca o rompimento de grande parte das

células da cana liberando uma quantidade de caldo que será mais facilmente

extraído no 1º terno, além de permitir uma maior eficiência na diluição do caldo

contido no bagaço provocada pelo sistema de embebição. Além disso, temos

um material mais homogêneo e com maior densidade, favorecendo a

alimentação contínua e uniforme das moendas.

O P.C.A. da cana é um número que indica essa eficiência e representa a

porcentagem de pol contida nas células que foram rompidas no sistema de

preparo em relação à pol da cana.

Portanto, se a eficiência do preparo for baixa, estaremos comprometendo a

eficiência de todo o sistema de moagem.

O P.C.A. varia em função do tipo de desfibrador utilizado. Nos desfibradores

com velocidade periférica de 60m/s. deve ficar entre 82 e 87%; já nos de

90m/s, entre 90 e 92%.

Os resultados de P.C.A. devem ser utilizados como referência para

manutenção de facas e martelos do sistema de preparo.

13.4 Controle da eficiência do 1º terno

A avaliação da eficiência do 1º terno é de fundamental importância no

processo de moagem. Isto ocorre porque ele é responsável pela extração de

cerca de 70% de todo o caldo contido na cana. Caso seu desempenho não

seja satisfatório dificilmente conseguiremos obter bons níveis de extração.


150

Como esse terno não sofre a influência da embebição, seu desempenho está

relacionado apenas à eficiência do sistema de preparo e à sua regulagem.

Portanto se o controle no sistema de preparo estiver sendo efetuado

corretamente, qualquer alteração na extração desse terno poderá ser corrigida

atentando-se para os seguintes fatores:

− Alimentação de cana;

− Pressão hidráulica aplicada;

− Controle das aberturas da moenda;

− Condições superficiais dos rolos;

− Rotação e oscilação.

Para verificação da eficiência do 1º terno deve-se calcular periodicamente a

sua extração, a partir da amostragem simultânea da cana preparada e do

bagaço do terno. Utilizando-se os métodos analíticos indicados para a análise

de cada amostra, teremos a composição de cada um em termos de: fibra, Brix,

umidade e pol.

A partir daí, podemos calcular, através de um balanço material no terno

considerado, os seguintes resultados:

− Bagaço % cana;

− Extração de caldo;

− Extração de Brix;

− Extração de pol.

Faremos aqui um simples cálculo desses resultados a partir de dados

fornecidos pelo laboratório de análises, referentes à cana e ao bagaço do 1º

terno:

Fibra (Cf) = 12,5%

Cana:preparada Brix (Bc) = 17,5%


151

Umidade (Uc) = 70,0%

Pol (Sc) = 15,0%

Fibra (Fb) = 33,0%

Brix (Bb) = 10,7%

Bagaço do 1º terno Umidade (Ub) = 56,3%

Pol (Sb) = 9,0%

Convém aqui relembrarmos a composição da cana ou do bagaço,

esquematicamente:

Cana (bagaço): Caldo Umidade (água)

Brix (sólidos solúveis) Pol

Outros sólidos solúveis

Fibra (inclui sólidos insolúveis)

Ou, analiticamente:

Cana (bagaço) = caldo + fibra

Caldo = umidade + Brix

Brix = pol + outros sólidos solúveis

Os dados do exemplo acima referem-se à porcentagem de cada componente

da cana ou do bagaço em relação ao seu peso total.

Em seguida, faremos o balanço material no terno em questão (Fig.13.1).

Faremos aqui a consideração de que toda a fibra presente na cana deve sair

no bagaço, admitindo que o caldo extraído não contém fibra.

− Balanço de fibra na moenda


152

Qc Fc100

Qb Fb100

⋅ = ⋅ , onde:

Qc = peso de cana

Qb = peso de bagaço

Qb FcFb

Qc= ⋅

Como estamos trabalhando em termos percentuais, temos:

Qb FcFb

100= ⋅ (Eq. 13.1)

Figura 13.1 - Fluxo de material no 1º terno

A partir do peso de bagaço calculado pela equação 13.1, podemos calcular as

extrações no terno considerado.


153

Extração de Brix (EB)

E = Peso de brix na cana - Peso de brix no bagaç oPeso de brix na cana

100B ×

E =

Bc100

Qc - Bb100

Qb

Bc100

Qc100B

⋅ ⋅

⋅⋅

Substituindo a equação 13.1 na equação acima, temos:

E =Bc Qc - Bb Fc

FbQc

Bc Qc100B

⋅ ⋅ ⋅

⋅⋅

E =

BcFc

- BbFb

BcFc

100B ⋅ (Eq. 13.2)

Analogamente, para extração de pol (Es) e extração de caldo (Ej), temos:

E =

ScFc

- SbFb

ScFc

100S ⋅ (Eq. 13.3)

E =

Bc +UcFc

- Bb +UbFb

Bc +UcFc

100J ⋅ (Eq. 13.4)

Quando mencionamos apenas o termo "extração", estamos nos referindo à

extração de pol (Es), que é a que mais interessa em termos de resultados para

avaliação.


154

Utilizando as equações vistas, podemos calcular os resultados para o exemplo

dado.

Temos então: Qb = 37,88%

EB= 76,84%

Es = 77,27%

Ej = 71,00%

Além dos resultados de análise deve-se também procurar avaliar o

desempenho operacional do 1º terno, medindo-se com certa frequência a

oscilação e a pressão hidráulica aplicada, que devem ser mantidos o mais

constante possível. O nível de cana na calha Donnelly também deve ser

rigorosamente mantido elevado e constante.

13.5 Composição do bagaço em cada terno

Uma das maneiras de verificação da eficiência de cada terno é a determinação

da composição do bagaço em cada um.

Para isso, deve ser feita a amostragem do bagaço saindo de cada terno antes

de receber a embebição do terno seguinte.

Se o desempenho do conjunto de moagem for bom, teremos valores

decrescentes para o teor de umidade, Brix e, consequentemente, de caldo,

enquanto o teor de fibra será crescente.

A umidade é fortemente dependente da taxa de embebição e a fibra de cada

bagaço indica basicamente a extração de caldo, dependendo menos da

embebição e mais da regulagem, alimentação e Condições de operação de

cada terno.


155

Como exemplo, podemos construir um gráfico para interpretação desses

resultados, a partir dos resultados obtidos em uma moenda de 5 ternos, cujos

bagaços analisados apresentaram a seguinte composição:

1º Terno 2º Terno 3º Terno 4º Terno 5º Terno

Umidade 57,5 55,0 53,0 51,0 49,5

Fibra 31,5 36,5 41,0 44,5 47,0

Brix 11,0 8,5 6,0 4,5 3,5

31,536,5

41 44,5 47

118,5

64,5 3,5

57,5 55 53 51 49,5

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

1° Terno 2° Terno 3° Terno 4° Terno 5° Terno

UmidadeBrixFibra

Figura 13.2 - Composição do Bagaço em cada Terno

O gráfico ideal deve ser estabelecido pela usina, em função de seus

equipamentos e dos sistemas utilizados.


156

13.6 Curva de Brix

Este método é menos abrangente que o anterior e permite apenas uma

avaliação superficial do desempenho do sistema de moagem. Ela se altera em

função da quantidade e eficiência da embebição e do desempenho de cada

terno.

A identificação de uma distorção em um determinado terno, quando se utiliza o

sistema de embebição composta pode ser proveniente de ternos anteriores ou

posteriores, devido aos dois fluxos contrários; o de bagaço e o de embebição.

A curva é traçada a partir dos valores da relação (r) entre o Brix do caldo do

rolo de saída de cada terno e o Brix do caldo do rolo de saída do 1º terno. No

caso, deve-se preferencialmente utilizar o caldo prensado do bagaço de cada

terno, ao invés do caldo do rolo de saída, aproveitando dessa forma a

amostragem do bagaço.

Como exemplo, podemos traçar uma curva para os caldos extraídos de uma

moenda de 5 ternos (Fig. 13.3)


Brix 16,0 9,60 6,40 4,00 2,40

r 1,00 0,60 0,40 0,25 0,15


157

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Figura 13.3 - Curva de brix

Como no gráfico de composição de bagaço, deve-se aqui também determinar

uma curva ideal de Brix da instalação.

Sempre que for notada alguma anomalia em determinado ponto da curva, por

repetidas vezes, deve-se partir para uma análise mais criteriosa à partir da

composição do bagaço de cada terno.

A taxa de embebição altera a curva de Brix, que mantém sua forma, porém é

deslocada para cima com taxas menores ou para baixo, com taxas maiores.

13.7 Balanço material

Conhecendo-se apenas o circuito dos caldos na embebição e a porcentagem

de fibra na cana e em todos os bagaços, podemos quantificar o material total,

o caldo e a fibra em cada ponto desejado. Como exemplo, podemos partir de

uma moenda de 6 ternos, com as seguintes composições para cana e

bagaços:


158

Fc = 12,50% Fb3 = 40,00%

Fb1 = 30,00% Fb4 = 45,00%

Fb2 = 35,00% Fb5 = 50,00%

A única hipótese assumida aqui é de que os caldos de cada terno não

possuem fibra na sua composição.

A partir da fibra de cada bagaço, e da fibra da cana, podemos calcular o peso

de material (bagaço) saindo de cada terno, a partir da equação 13.1

Qb FcFb

100= ⋅

A partir daí, e fazendo-se o balanço material em cada terno, temos as

quantidades de material total (M), caldo (J) e fibra (F), em termos percentuais

em relação à cana que entra no 1º terno. Podemos visualizar também as

relações caldo/fibra em cada ponto (J/F). No circuito de embebição foi

considerado 30% de água (A). Este fluxograma pode ser visto na Fig. 13.4.


159

Figura 13.4: Balanço material na embebição composta

13.8 Extração

No item 13.4, calculamos a extração do 1o terno de moenda. De maneira

análoga, podemos calcular a extração acumulada até o último terno, ou até

qualquer terno intermediário, bastando para isso conhecermos a composição

da cana e do bagaço do terno que se deseja conhecê-la.

En = Peso de pol na cana - Peso de pol no bagaço nPeso de pol na cana

100×

En =

ScFc

- SbnFbn

ScFc

100⋅ , onde:

En = Extração acumulada de pol até e terno n.

A fórmula é válida também para extração de Brix, substituindo os valores de

pol da cana e dos bagaços, por Brix.

Porém, para calcular a extração de caldo, deve-se levar em conta também o

caldo do circuito de embebição, e só há sentido em se calcular a extração

individual de caldo de cada terno, pela expressão abaixo:

En = Peso de caldo extraido no terno nPeso de caldo entrando no terno n

100×

Onde: Ejn = Extração de caldo do terno n.

No fluxograma da Fig. 13.4, podemos, por exemplo, calcular a extração de

caldo do terno 4.


160

Ej4 = 36,351,6

100 Ej4 = 70,35%× ⇒

Analogamente, para todos os ternos:


Ejn 66,63 66,81 68,40 70,35 72,41


161

13.9 Amostragem

A amostragem é importantíssima na obtenção de qualquer resultado discutido

anteriormente. Deve ser criteriosa e diferenciada, dependendo do objetivo a

que se destina.

Na determinação da eficiência do conjunto, para sabermos o seu potencial, ou

com o objetivo de levantar dados para pesquisa, ela só deverá ser feita em

condições ideais de funcionamento da moenda.

No caso da análise rotineira da Usina, onde o objetivo básico é quantificar e

localizar as perdas no processo, ela deverá ser feita na condição em que a

moenda estiver operando, sem nenhuma alteração prévia, mesmo que o

operador ou amostrador saiba que o resultado seja ruim. Só assim poderão ser

encontradas as falhas e tomadas as providências necessárias para correção.

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