otimização da central de utilidades de uma usina de açúcar ... · a usina santa cruz é uma...
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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO
ESCOLA POLITÉCNICA
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
PMC 581 - PROJETO MECÂNICO II
ÁREA DE ENERGIA E FLUIDOS - 1996
TRABALHO DE FORMATURA
Otimização da Central de Utilidades de uma
Usina de Açúcar e Álcool
Autores: Alessandro Barros Greco NºUSP: 2682340
Gilberto Rozenchan NºUSP: 2807586
Orientador: Prof. Dr. Sílvio de Oliveira Jr.
São Paulo
Dezembro de 1996
2
Agradecimentos
Os autores gostariam de agradecer a todos aqueles que colaboraram para a
realização deste trabalho, fornecendo dados, orientação, material bibliográfico ou
simplesmente apoio. Em especial, agradecemos à PhD (e tia) Nancy Rozenchan
(pelo computador e pela paciência); ao Dr. Ronaldo Lerner Vinocur, pela ajuda para
que se conseguisse a visita à Usina; aos engenheiros da Usina Santa Cruz - Marcos
Mônaco e Rudinei Sérgio Pestana - pelos dados fornecidos e atenção dispendida;
aos engenheiros Prof. Dr. Clemente Greco, Fábio de Castro Vincent e Guilherme
Martins Ferreira (pela orientação sobre o que deveria e principalmente sobre o que
não deveria ser feito); ao Engº Samuel Lebensztajn, pelo incentivo, e finalmente ao
futuro engenheiro Elie Barki.
A nossas famílias.
3
“O homem é sábio apenas enquanto
procura a sabedoria; quando pensa tê-la
encontrado, ele é um tolo.”
Salomão ben Judah Ibn Gabirol (1021-1058)
4
Relação de Siglas, Símbolos e Abreviaturas Utilizad as
b.s. - base seca
b.u. - base úmida
cos ϕ - fator de potência
E.E. - energia elétrica
E.T.A. - estação de tratamento de água
I - irreversibilidade (kW)
m - fluxo de massa (kg/s ou t/h)
N.D. - dado não disponível
op. - em operação (em funcionamento)
PCI - poder calorífico inferior
TB - Turbo-Bomba
TC - Toneladas de Cana de Açúcar
TCD - Toneladas de Cana por Dia
TCH - Toneladas de Cana por Hora
TG - Turbo-Gerador
VA - Vapor de Alta Pressão
VE - Vapor de Escape
V1,5 - Vapor de 1,5 kgf/cm2 efetivo
V15 - Vapor de 15 kgf/cm2 efetivo
V21 - Vapor de 21 kgf/cm2 efetivo
W - potência (kW)
η - rendimento / eficiência
Propriedades
T - temperatura (ºC ou K)
P - pressão (bar ou kgf/cm2)
cp - calor específico à pressão constante (kJ/kg K)
cv - calor específico a volume constante (kJ/kg K)
k - cp/cv (adimensional)
h - entalpia (kJ/kg)
5
s - entropia (kJ/kg K)
v - volume específico (m3/kg)
ψ - disponibilidade (kJ/kg)
Subscritos
a - ar
b - bagaço de cana
dessup - água de dessuperaquecimento
e - entrada do volume de controle/equipamento
ele - elétrico(a)
g - gases
GE - gerador elétrico
iso - processo isoentrópico
l - líquido
ME - motor elétrico
mec - mecânico(a) (aplicável à definição de rendimentos/eficiências)
o - estado de referência (1 atm e 25 ºC)
s - saída do volume de controle/equipamento
v - vapor
Obs: quando aparecem sozinhos, “e” e “s” referem-se a vapor.
6
Índice
AGRADECIMENTOS..................................... ......................................................................................... 2
RELAÇÃO DE SIGLAS, SÍMBOLOS E ABREVIATURAS UTILIZAD AS.............................................. 4
ÍNDICE.................................................................................................................................................... 6
RESUMO ................................................................................................................................................ 8
1. INTRODUÇÃO.................................................................................................................................... 9
2. A USINA DE AÇÚCAR E ÁLCOOL ANALISADA............ ................................................................ 11
2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS.................................................................................................................. 11
2.2 DOCUMENTOS OBTIDOS JUNTO AO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DA USINA .................................. 11
2.3 CARACTERIZAÇÃO DO SISTEMA ATUAL............................................................................................... 12
2.4 CARACTERIZAÇÃO DOS EQUIPAMENTOS ............................................................................................. 14
2.5 CARACTERIZAÇÃO DOS CONSUMOS DE ENERGIA ELÉTRICA ................................................................ 18
2.6 BALANÇOS DE MASSA E ENERGIA ...................................................................................................... 20
3. ALTERNATIVAS AO SISTEMA ATUAL ................... ....................................................................... 22
3.1 OBJETIVOS ....................................................................................................................................... 22
3.2 CONFIGURAÇÕES ANALISADAS........................................................................................................... 23
3.3 CONSIDERAÇÕES GERAIS.................................................................................................................. 25
3.4 BASES PARA A ELABORAÇÃO DO PROJETO......................................................................................... 27
4. MODELAGEM E SIMULAÇÃO ........................... ............................................................................. 29
4.1 CONCEITOS ...................................................................................................................................... 29
4.2 PROPRIEDADES................................................................................................................................. 30
4.3 EQUIPAMENTOS ................................................................................................................................ 31
4.4 PERDAS............................................................................................................................................ 35
4.5 GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO E TURBINA A GÁS .................................................................................... 36
4.5.1 Gaseificação............................................................................................................................ 36
4.5.2 Turbina a Gás.......................................................................................................................... 39
4.5.3 Caldeira de Recuperação........................................................................................................ 41
4.6 SECAGEM DE BAGAÇO....................................................................................................................... 42
4.7 IMPLEMENTAÇÃO............................................................................................................................... 44
5. RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES....................... ......................................................................... 63
5.1 SISTEMA DE VAPOR DA CENTRAL DE UTILIDADES - SITUAÇÃO ATUAL E ALTERNATIVAS ........................ 65
7
5.2 GASEIFICADOR - TURBINA A GÁS - CALDEIRA DE RECUPERAÇÃO ........................................................ 66
5.3 SISTEMA DE SECAGEM DE BAGAÇO DE CANA ..................................................................................... 70
6. ANÁLISE DOS RESULTADOS, CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕ ES ...................................... 76
6.1 SISTEMA DE VAPOR........................................................................................................................... 76
6.2 GASEIFICADOR - TURBINA A GÁS - CALDEIRA DE RECUPERAÇÃO ........................................................ 85
6.3 SISTEMA DE SECAGEM DE BAGAÇO DE CANA ..................................................................................... 86
6.4 CONSIDERAÇÕES FINAIS ................................................................................................................... 89
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...................... ........................................................................... 90
8. ANEXOS ........................................................................................................................................... 92
8
Resumo
Este trabalho tem por objetivo analisar a Central de Utilidades de uma Usina de
Açúcar e Álcool, com vistas à proposição de alterações e à adição de novos
elementos à Planta existente, de forma a otimizar sua operação mediante critérios
energéticos, econômicos e ambientais.
Inicialmente, procede-se a um reconhecimento da planta atual, de onde se extraem
as informações necessárias para a modelagem do sistema e análise das condições
de operação vigentes. Numa fase posterior, propõe-se alternativas de utilização do
vapor, reorganização dos equipamentos instalados e aquisição de novos
equipamentos, de maneira a se minimizar as perdas do processo e otimizar o uso
do combustível disponível, com conseqüente ganho em eficiência para a Usina.
9
1. Introdução
A alta taxa de exploração do setor hidrelétrico brasileiro, cujo potencial de expansão
está praticamente esgotado, aliada à crescente demanda de energia elétrica
verificada nos anos 90, projetam para médio prazo o colapso do fornecimento de
energia elétrica do modo como ele hoje se apresenta no país.
É neste cenário que retoma-se atualmente a discussão sobre a geração de energia
elétrica descentralizada, por intermédio dos autoprodutores e dos produtores
independentes de energia. Neste contexto, os projetos de cogeração têm sido
impulsionados não apenas como forma de economia de gastos ou obtenção de
lucros, mas principalmente como um meio de se garantir a confiabilidade no
fornecimento de energia.
Não se pretende neste trabalho analisar a evolução histórica da geração
descentralizada de energia no Brasil e no Mundo, nem tampouco traçar um
panorama do setor Sucro-Alcooleiro no Brasil, de forma a situar este trabalho no
contexto cronológico e político do assunto. Tais abordagens podem ser
detalhadamente encontradas em WALTER [10] e outras referências.
Especificamente aqui procurar-se-á analisar a perspectiva de otimização de
geração e consumo de energia em uma Usina de Açúcar e Álcool particular, para
que se possa enxergar pela ótica da própria empresa a influência do acima exposto.
As Usinas de Açúcar e Álcool são os maiores produtores potenciais de energia
elétrica independentes. Por intermédio de contatos feitos com várias indústrias do
Estado de São Paulo, pôde-se verificar que a grande maioria produz energia
apenas para o auto-consumo, uma vez que a instabilidade do fornecimento (devida
aos períodos de safra e entressafra e à inconstância da qualidade e quantidade do
bagaço de cana disponível, que é o combustível utilizado nas caldeiras), aliada às
baixas tarifas pagas pelas concessionárias para compra de energia inviabilizam a
venda de energia elétrica para a rede por parte das Usinas. As poucas Usinas que
10
chegaram a vender para a rede (operação em paralelo) alegam que este
procedimento não é mais adotado, dada sua condição anti-econômica.
No entanto, com vistas ao real crescimento da demanda e à precariedade do
sistema atual de fornecimento e distribuição de energia, e levando-se em conta as
discussões atuais sobre o programa de privatização do setor energético (várias
geradoras, distribuidoras e concessionárias devem ser privatizadas no prazo de dois
anos), torna-se favorável o panorama para investimentos em cogeração a médio
prazo, pois as tarifas de energia elétrica projetadas para um futuro próximo
viabilizam a idéia economicamente. Além disso, as tecnologias de cogeração estão
em franco desenvolvimento (por exemplo, a gaseificação de bagaço de cana para
sua utilização em turbinas a gás), reduzindo custos de produção e permitindo maior
flexibilidade de opções para sua implantação. Estes são os maiores insumos da
motivação deste trabalho.
A metodologia de realização do trabalho envolveu a visita a uma Usina de Açúcar e
Álcool para aquisição de dados e familiarização com a planta e com o processo
atuais. Com base nas informações coletadas foram elaborados balanços de massa
e de energia para a determinação da real condição de operação da Usina, condição
esta que serviria como base para o desenvolvimento das alternativas.
As diversas alternativas ao sistema atual foram simuladas e comparadas mediante
critérios técnicos, como geração de energia, eficiência da planta, etc., de forma que
ao final se chegasse às soluções mais propícias à execução.
11
2. A Usina de Açúcar e Álcool Analisada
A Usina analisada é a Usina Santa Cruz, pertencente ao grupo OMETTO, PAVAN
S/A. - Açúcar e Álcool, situada em Américo Brasiliense - SP. A visita foi realizada no
dia 06/06/1996, e envolveu um reconhecimento pelas áreas da Central de
Utilidades, Setor de Produção de Açúcar e Setor de Produção de Álcool, além de
análise dos fluxogramas de processo e entrevistas com os engenheiros de
processo da Usina.
2.1 Considerações Iniciais
A Usina Santa Cruz é uma Usina Anexa (terminologia que se refere a uma Usina
que produz açúcar e álcool simultaneamente), situada entre as dez maiores do país
em processamento de cana de açúcar. Seus produtos finais são o açúcar cristal
(ele é refinado pela COPERSUCAR), álcool anidro e álcool hidratado. A Usina é
auto-suficiente em energia elétrica, porém não vende mais seu excedente de
energia para a rede, devido à pequena quantidade (no máximo 1 MW) e
instabilidade do fornecimento, que não atendem aos padrões da concessionária. A
auto-suficiência é mantida com o acúmulo de bagaço de cana (ao ar livre) durante a
safra para posterior utilização no período da entressafra.
2.2 Documentos Obtidos Junto ao Departamento de Eng enharia da Usina
Os seguintes relatórios, desenhos e fontes de informação foram fornecidos pelo
pessoal técnico da Usina Santa Cruz e formam a base para a modelagem do
sistema em operação na Usina:
• “Balanço de Massa e Energia - Processo Atual - Safra 88/89 - Moagem 750 TCH”
- Desenho Nº PJ 275.200.00.00 Empral;
• Boletim de Análises - Período de 17/08/95 a 17/08/95 (1 dia inteiro da safra);
12
• Relatório “Avaliação das Potências e Consumos das Turbinas a Vapor na Usina
Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, CTDI-986-86/87, Divisão Industrial, Setembro
de 1986;
• Relatório “Balanço Energético da Usina Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, CTDI-
1580- 86/87, Divisão Industrial, Dezembro de 1986;
• Relatório “Avaliação Econômica da Geração de Excedentes de Energia Elétrica
na Usina Santa Cruz OP” - COPERSUCAR, Divisão Central de Economia da
Tecnologia, Agosto de 1993;
• Relatório “Avaliação Técnica para Instalação de Caldeiras de Alta Pressão -
Usina Santa Cruz OP (Nº 4113.93.08.06)” - COPERSUCAR, CTTI-4-197.93/94.
2.3 Caracterização do Sistema Atual
A operação do sistema de vapor é muito oscilante devido tanto ao curto período de
safra quanto à variação da qualidade do bagaço. Deve-se entender que a cana
pode ser cortada manual ou mecanicamente; no corte mecânico, a cana é
praticamente “arrancada” da terra pela máquina, levando sua raiz junto,
diferentemente do corte manual, onde o “bóia fria” corta a cana pouco acima da
raiz. Como a procedência da cana se dá indistintamente por plantações que
aplicam um ou outro método de colheita, e posto que a composição da raiz difere
em muito da composição química da própria cana, a composição do bagaço
acompanha essas oscilações, com conseqüente variação do seu PCI.
Posto isto, adotou-se como sistema base aquela constante do fluxograma de
balanços acima citado, corrigido por observações dos engenheiros de processo
Marcos Mônaco e Rudinei Sérgio Pestana, além de observações feitas em campo,
por ocasião da visita. Os dados dos equipamentos também constam do fluxograma,
também corrigidos pelos engenheiros, ou foram retirados dos relatórios da
COPERSUCAR. Apenas no caso das turbinas e geradores da cogeração, de maior
interesse para este trabalho, foram tomados os dados de placa (as curvas destas
turbinas foram solicitadas junto aos seus fabricantes).
13
O sistema atual, que pode ser encontrado no fluxograma 1 (em anexo), constitui-se
basicamente de 3 (três) níveis de pressão do vapor. O vapor é gerado a 21kgf/cm2
(man.) e 300ºC, sendo utilizado para geração de energia, acionamento das bombas
de água de alimentação das caldeiras e dos desaeradores, acionamento das
moendas de cana e outras máquinas envolvidas no preparo da cana e fabricação
do álcool. Parte do vapor é expandido para 15kgf/cm2 e 220ºC (há um
dessuperaquecimento que utiliza água de alimentação das caldeiras), que por sua
vez é empregado no acionamento das turbobombas da destilaria, das centrífugas e
secadores de açúcar e na regulagem da pressão do vapor de escape (VE) do balão
de VE (é deste balão que sai o vapor utilizado no processo de fabricação do álcool).
Todas as turbinas da Usina, sejam de geração de energia ou de acionamento de
equipamentos de processo, possuem apenas uma saída em contrapressão para o
terceiro nível de pressão, que é de 1,5kgf/cm2 (135ºC). A pressão no coletor de
vapor de 1,5kgf/cm2 (denominado de VE) é regulada pelo coletor de 15kgf/cm2,
através de uma válvula redutora. O VE é o vapor utilizado pelos processos de
produção de açúcar e álcool, localizados em outros setores da Usina, e possui
temperatura especificada de 135ºC.
Todos os três coletores possuem válvulas de alívio. O condensado que retorna do
processo se mistura à água de make-up (ou reposição) proveniente das duas E.T.A.
(Estação de Tratamento de Água) na Caixa de Água de Alimentação, de onde é
enviado aos dois desaeradores (em paralelo), sofrendo aquecimento devido à
mistura com vapor do coletor de VE. A água que sai dos desaeradores é então
bombeada para as caldeiras, fechando assim o ciclo.
Há 2 (duas) caldeiras-reserva que podem produzir vapor a 15kgf/cm2, e que
normalmente não operam, sendo acionadas somente se houver uma queda
repentina da pressão nos coletores ou um aumento programado da demanda de
vapor.
A análise da utilização do vapor pelos processos de fabricação de açúcar e álcool
não pertence ao escopo deste trabalho; o vapor que vai para estes processos foi
14
modelado como um consumo de VE que implica numa determinada taxa de retorno
de condensado (líquido saturado), e para efeito de cálculos a relação retorno de
condensado/consumo de vapor é um percentual entálpico fixo.
2.4 Caracterização dos Equipamentos
Os equipamentos aqui referidos podem ser visualizados segundo o fluxograma 1
(em anexo).
• Caldeiras de 21kgf/cm2
Tabela 2.4.1 - Produção e Eficiência das Caldeiras de 21kgf/cm 2
Nº Fabricante Capacidade
(tv/h)
ηηηη teórico (%)
(Fabricante)
ηηηη estimado (%)
(Copersucar)
6 Dedini 54 61 61
7 Dedini 54 72 68
8 Dedini 54 72 68
9 Dedini 65 72 72
10 Dedini 65 72 72
11 Conterma 90 78 78
12 Conterma 90 78 78
15
• Caldeiras de 15kgf/cm2
Tabela 2.4.2 - Produção e Eficiência das Caldeiras de 15kgf/cm 2
Nº Fabricante Capacidade
(tv/h)
ηηηη teórico (%)
(Fabricante)
ηηηη estimado (%)
(Copersucar)
4 Dedini 25 61 61
5 Dedini 32 61 61
• Turbogeradores da Cogeração
TG1
- Fabricante: M.DEDINI S/A Metalúrgica
- Modelo: DME 560 - Turbina de Contrapressão de Múltiplos Estágios
- Potência Nominal: 6000 kW
- Rotação Nominal: 5983 rpm
- Pressão de Admissão (Nominal): 19kgf/cm2
- Pressão de Admissão (06/06/96): 20,5kgf/cm2
- Temperatura de Admissão (Nominal): 280ºC
- Temperatura de Admissão (06/06/96): 300ºC
- Contra-Pressão (Nominal): 1,5 kgf/cm2
- Contra-Pressão (06/06/96): 1,7 kgf/cm2
- Temperatura do VE (06/06/96): 140ºC
Alternador acoplado ao TG1
- Fabricante: SIEMENS
- Modelo: N.D.
- Rotação Nominal: 1800 rpm
- Frequência: 60 Hz
- cos ϕ: 0,8
- Tensão: 13800V
- Potência Máxima: 7500 kVA
- Classe de Isolação: F
- Proteção: IP54
16
TG2
- Fabricante: KAWASAKI
- Modelo: RPL 30
- Potência Nominal: 3000 kW
- Rotação Nominal: N.D.
- Pressão de Admissão (Nominal): N.D.
- Pressão de Admissão (06/06/96): 20kgf/cm2
- Temperatura de Admissão (Nominal): N.D.
- Temperatura de Admissão (06/06/96): N.D.
- Contra-Pressão (Nominal): N.D.
- Contra-Pressão (06/06/96): 1,6 kgf/cm2
- Temperatura do VE (06/06/96): N.D.
Alternador acoplado ao TG2
- Fabricante: Asea Brown Boveri
- Modelo: WGG 710 Bra 4
- Rotação Nominal: 1800 rpm
- Frequência: 60 Hz
- cos ϕ: 0,8
- Tensão: N.D. (estimada em 13800 V)
- Potência Máxima: N.D. (estimada em 3750 kVA)
- Classe de Isolação: N.D.
- Proteção: IP44
TGres (turbogeradores em stand-by - 2 unidades)
- Fabricante: M.DEDINI S/A Metalúrgica
- Modelo: 85 C
- Potência Nominal: 1200 kW
- Rotação Nominal: 4019 rpm
- Pressões e Temperaturas Nominais e Reais: N.D.
Alternadores acoplados aos TGres
- Fabricante: MAUSA
- Modelo: LD4 / 1500
- Rotação Nominal: 1800 rpm
17
- Frequência: 60 Hz
- cos ϕ: 0,8
- Tensão: N.D. (estimada em 13800 V)
- Potência Máxima: estimada em 1500 kVA
- Classe de Isolação: N.D.
- Proteção: N.D.
• Moendas
Moenda 34” x 66”
- Moagem: 7440 TCD
Tabela 2.4.3 - Turbinas de Acionamento da Moenda 34 ”x66”
Fabricante Quantidade Modelo Potência (kW) Área de Util ização
Dedini 01 55 C 552 Preparo de Cana
Dedini 01 70 C 883,2 Preparo de Cana
Dedini 01 185 C 1104 Preparo de Cana
Dedini 03 70 C 883,2 Moagem
Moenda 37” x 78”
- Moagem: 10560 TCD
Tabela 2.4.4 - Turbinas de Acionamento da Moenda 37 ”x78”
Fabricante Quantidade Modelo Potência (kW) Área de Util ização
Dedini 02 70 C 883,2 Preparo de Cana
Dedini 01 185 C 1104 Preparo de Cana
Dedini 03 85 C 1104 Moagem
18
• Turbo-Bombas
Tabela 2.4.5 - Turbo-Bombas do Sistema de Vapor
Área Quant. Modelo Potência
(kW)
Qágua
(m3/h)
∆∆∆∆H
(m.c.a.)
ηηηηbombas
Água p/ Caldeiras 04 (03 op.) 55 CE 206,1 145 300 0,6
Água p/ Desaeradores 01 (op.) 140 C 72,0 405,5 45 0,7
Água p/ Destilaria 03 (02 op.) 55 C 478,4 6000 40 0,7
Água p/ Fabricação 04 (03 op.) 40 C 368,0 6300 35 0,7
• Moto-Bombas (Obs: Todas em Stand-By)
Alimentação das Caldeiras Alimentação dos Desaerador es
- Quantidade: 01 - Quantidade: 03
- Fabricante : KSB - Fabricante e Modelo: N.D.
- Modelo: WL 125/2 - Vazão Nominal: 100 m3/h
- Potência: 257,6 kW
2.5 Caracterização dos Consumos de Energia Elétrica
Os consumos de energia elétrica foram tomados de leituras dos painéis da sala de
controle das turbinas da cogeração e são os seguintes (tensão de fornecimento =
13800 V):
19
Tabela 2.5.1 - Consumos Internos de Energia Elétric a
Consumidor Corrente (A) Potência (kW)
Destilaria 76 1048,8
E.T.A. - Fabricação 41 565,8
Exaustores Caldeiras Pares 50 690,0
Exaustores Caldeiras Ímpares 27 372,6
Apoio 10 138,0
Casa de Força (Fábrica de Açúcar) 90 1242,0
Serviços Auxiliares (Iluminação, Tomadas, etc.) 8 110,4
Lavagem de Cana 16 220,8
Total 318 4388,4
Este consumo total, no entanto, mostra-se inferior ao consumo verificado pelos
estudos da COPERSUCAR, o que nos leva a entender que trate-se de uma
abordagem incompleta da Usina. Para todos os efeitos, adotar-se-á o valor de
consumo específico observado pela COPERSUCAR, de 10,4 kW/TCH.
Tabela 2.5.2 - Parâmetros de Energia Elétrica da Pl anta - Processamento de 775 TCH
Específica (kW / TCH) Total (kW)
E.E. Gerada 11.6 9000
E.E. Consumida 10.4 8060
E.E. Excedente (vendida) 1.2 940
Todos os parâmetros de E.E. específicos da tabela 2.5.2 (em kW/TCH) podem ser
tomados como índices de avaliação do desempenho energético da Usina, e
serviram como referência de comparação com as alternativas propostas por este
trabalho. Entende-se assim que estes eram índices que também deveriam ser
otimizados.
20
2.6 Balanços de Massa e Energia
A partir deste item passamos a utilizar as denominações V21, V15 e V1.5 para os
níveis de pressão dos coletores de 21, 15 e 1,5 kgf/cm2, respectivamente.
As pressões em questão são efetivas. Para efeito de obtenção um balanço inicial a
ser tomado como base, tomou-se como referência a moagem de 775 TCH
(17/08/1995), o que equivale a 18600 TCD. As hipóteses e referências em que se
baseiam os balanços são as seguintes:
• Pressão barométrica local (Américo Brasiliense, 06/06/1995): 705 mmHg;
• Regime Permanente;
• g = 9,8 m/s2;
• relação bagaço/cana : 266 kg bagaço / TC (Copersucar);
• PCI do bagaço (50,83% de umidade - base úmida): 7367,36 kJ/kg;
• Caldeiras em Operação: 7, 8, 9, 10, 11, 12 (há sempre uma em stand-by);
Os balanços de massa e energia completos podem ser encontrados nas planilhas
em anexo. Os balanços de energia constam simplesmente da aplicação do 1º
Princípio da Termodinâmica aos equipamentos onde ocorre troca de calor, mistura
ou separação de fluxos de entalpias diferentes (desaeradores,
dessuperaquecedores, etc.), podendo-se assim determinar as características dos
fluxos intermediários entre os diversos componentes. Para os elementos onde foi
feito este balanço, automaticamente já se fez o balanço de massa.
Um balanço de massa (referente à continuidade da massa de vapor) mais
específico foi também feito separadamente para cada um dos coletores, baseado
nos fluxos de entrada e saída (vide fluxograma 1). Este balanço serve, sobretudo,
para a convergência e unicidade dos valores do sistema e durante sua fase de
elaboração foi o responsável pela detecção de incompatibilidades entre alguns
dados coletados, para posterior checagem e correção junto aos engenheiros da
Usina.
21
A modelagem de cada equipamento e a descrição dos procedimentos de simulação
e convergência do sistema, tanto para a determinação da condição atual como para
o estudo das alternativas, serão vistas mais adiante.
22
3. Alternativas ao Sistema Atual
3.1 Objetivos
As alternativas a estudadas objetivaram a otimização da Central de Utilidades
existente atualmente na Usina, segundo os critérios de:
• Máxima Eficiência Energética;
• Máxima Eficiência Exergética;
• Mínimo Custo Operacional;
• Mínimo Investimento Inicial;
• Mínima Emissão de Poluentes;
• Alta Confiabilidade no Fornecimento de Energia Elétrica;
• Alta Confiabilidade no Fornecimento do Vapor Especificado para Processo;
• Alta Flexibilidade de Operação.
Procurou-se a alternativa que melhor satisfizesse a uma solicitação ponderada
destes critérios, entre outros. O objetivo final pode ser traduzido como redução das
perdas e irreversibilidades do sistema, com conseqüente aumento da lucratividade
da Usina.
Fica evidente - ao se perceber a baixa eficiência de algumas das máquinas, as
perdas de vapor, a quantidade de vapor que passa por válvulas redutoras, etc. - que
muito se pode melhorar na configuração atual. Este sistema, no entanto, trata-se de
uma configuração que já foi melhorada pela COPERSUCAR em 1986, quando
foram instalados os desaeradores, o TG de 6000 kW, passando-se os 2 de 1200
kW para stand-by, etc.
Segundo um estudo da COPERSUCAR de 1993, as caldeiras 6, 7, 8, 9 e 10
possuem mais cerca de 7 anos de vida útil, o que faz pensar que, ao término deste
prazo, seria mais viável e interessante a implantação de soluções que considerem a
troca das caldeiras existentes por caldeiras de pressão mais elevada (62, 80 bar).
23
Cabe ressaltar que, apesar das altas perdas que se observam no sistema de vapor
da Usina, e esta consideração estende-se para várias outras Usinas similares, o
processo de produção de açúcar e álcool se mantém altamente lucrativo, o que leva
os empresários do setor a não se preocuparem com os baixos índices de eficiência
do processo. Esta postura, aliada às baixas tarifas de venda de eletricidade, tem
resultado na não-execução de vários projetos de cogeração e otimização já
desenvolvidos para o setor.
3.2 Configurações analisadas
Todas os sistemas propostos tiveram o cuidado de procurar a maior taxa de
utilização possível dos equipamentos já existentes. Em linhas gerais, as principais
alternativas são:
Sistemas com Turbinas a Vapor de Contra-Pressão
Consistem em se gerar o vapor a uma pressão mais elevada (62/80 bar manom. -
VA) e fazê-lo passar por um TG de contra-pressão cuja saída se dá em V21 (e/ou
V15). Esta configuração permite que se considerem variações de arranjos: pode-se
trabalhar com caldeiras de alta pressão gerando todo o vapor, ou manter-se as
caldeiras de V21 em operação; pode-se realizar toda a geração elétrica nos TGs de
alta pressão, deixando o V21 apenas para acionamento das turbomáquinas de
processo, ou manter-se a geração dos TGs atuais; pode-se ainda utilizar um TG
com extração em V21 e contra-pressão em V1,5, o que forneceria também parte do
vapor de processo (vide fluxograma 2 em anexo).
A geração de vapor numa pressão mais alta faz surgir um nível de pressão (V21)
entre a pressão de geração de vapor (VA) e pressão de consumo para processo
(V1,5). Esta pressão continua sendo necessária para o acionamento das turbinas
de acionamento de moendas, bombas, etc., posto que a substituição das máquinas
existentes por turbinas com admissão em VA (com conseqüente substituição das
linhas de vapor, etc.) teria custo inicial proibitivo, face aos ganhos energéticos
projetados.
24
O aumento da eficiência do ciclo com a introdução da geração numa pressão mais
alta justifica-se pela temperatura mais elevada de geração de vapor, o que implica
num maior rendimento térmico do ciclo de geração ideal. Pretende-se assim elevar
a relação potência/calor da planta, entre outros parâmetros; uma vez que o calor
rejeitado para o processo tem quantidade e temperatura especificadas, a geração
em VA tende a elevar a produção de energia elétrica total. WALTER [10] analisa
detalhadamente os efeitos da geração de vapor a pressões elevadas sobre a
potência gerada, a qualidade do vapor de processo, efeitos sobre a geração de
potência mecânica, etc.
Sistemas com Turbinas a Vapor de Extração - Condens ação
A intenção de se utilizar a condensação é a rejeição de parte do calor a
temperaturas inferiores, o que também contribui para o aumento do rendimento
térmico do ciclo. Sistemas que utilizem turbinas unicamente de condensação não
foram estudados, pois caracterizam uma finalidade exclusiva de geração de energia
elétrica, o que não condiz com o contexto do trabalho.
Os sistemas de extração-condensação também envolvem a geração de VA, neste
caso em pressões até mais elevadas, da ordem de 80-100 bar manométricos. A
extração se daria em V21, para alimentação das demais turbomáquinas. Pode-se,
todavia, trabalhar com duas extrações, a segunda em V1,5, com o objetivo de
regular a pressão do vapor que vai para o processo. Deve-se, no entanto, observar
a manutenção de uma condensação mínima para efeito de eficiência e durabilidade
do TG (vide fluxograma 3 em anexo).
25
Sistemas com Turbinas a Gás e Caldeiras de Recupera ção
A gaseificação do bagaço para queima em turbinas a gás (aeroderivadas ou
originalmente estacionárias - “heavy duty’) é uma alternativa a ser amplamente
analisada, embora a tecnologia para isto ainda não esteja totalmente dominada,
acarretando, geralmente, em inviabilidade econômica e grandes alterações na
planta (eletrificação de processos mecânicos, instalação de centrais de
processamento de bagaço, etc.). Neste trabalho foram analisados apenas sistemas
com turbinas aeroderivadas, devido à maior eficiência térmica e flexibilidade
operacional, menores custos unitários e manutenção mais simples.
Basicamente, toda a geração elétrica da planta fica a cargo da turbina a gás, sendo
seus gases de escape aproveitados por uma caldeira de recuperação que produz
vapor em V1,5 para o processo. Uma outra alternativa é se produzir vapor a uma
pressão mais alta, para alimentar um ciclo de geração a vapor (Rankine), o que
caracteriza o ciclo combinado; esta opção, no entanto, mostra-se menos viável para
períodos de entressafra, quando pode haver necessidade de injeção de vapor na
turbina a gás para complemento energético e aumento do rendimento do ciclo (vide
fluxograma 4 em anexo).
3.3 Considerações Gerais
Grande parte das alternativas aqui propostas caracterizam sistemas em “cascata”,
onde o vapor possui pelo menos três níveis de pressão; entre o primeiro e o
segundo (VA - V21) produz-se energia elétrica, entre o segundo e o terceiro (V21 -
V1,5) produz-se potência mecânica (e opcionalmente energia elétrica), e entre o
terceiro nível de pressão e o “ambiente” (processo) troca-se calor. Esta
configuração em cascata visa o máximo aproveitamento da energia disponível no
vapor gerado.
Há de se considerar, em vários casos, a eletrificação parcial ou total dos processos
de fabricação, moagem, etc., que hoje são acionados por turbinas de baixa
eficiência. Em certas alternativas, esta é uma opção quase indispensável (por
26
exemplo, turbina a gás sem ciclo combinado), porém geralmente acarreta grandes
investimentos e aumento da complexidade do sistema elétrico. Por outro lado, o
sistema de vapor fica menos suscetível a desequilíbrios originários de variações
momentâneas da produção, o que garante a estabilidade do sistema, muito
importante no que diz respeito ao fornecimento de V1,5 para processo.
Todos os sistemas de vapor possuem válvulas redutoras entra as diferentes
pressões de trabalho, visando um controle das pressões dos coletores face a
eventuais desequilíbrios ou paradas de equipamentos, garantindo o fornecimento
de vapor na qualidade desejada. A passagem do vapor por estas válvulas, no
entanto, representa grandes irreversibilidades, sendo que sempre é preferível que o
vapor produza trabalho ao sofrer redução de pressão. Desta forma, as alternativas
propostas idealizam que o controle da pressão do vapor nos coletores seja efetuado
pela extração dos TGs, maximizando o aproveitamento exergético do sistema. As
válvulas redutoras, porém, devem ser mantidas no arranjo físico, devido a restrições
operacionais dos TGs.
Outro ponto que merece especial atenção refere-se à umidade do bagaço de cana.
Na data tomada como referência (17/08/95) a análise do bagaço indicava 50,83%
de umidade (massa - b.u.) no bagaço amostrado. Conforme foi observado na visita,
o bagaço proveniente da moagem (ele é o último resíduo do processo de extração
do caldo) é imediatamente depositado sobre uma esteira que corre por cima das
caldeiras; parte do bagaço cai para dentro das fornalhas e o excedente é
descarregado numa pilha ao final da esteira, ao ar livre. Em épocas de menor
processamento de cana (entressafra), há uma esteira auxiliar que corre em sentido
oposto, trazendo o bagaço da pilha para complementar a combustão.
O bagaço é desta forma consumido sem nenhuma forma de pré-tratamento, o que
permite que ele apresente este alto teor de umidade na entrada das fornalhas. Isto
explica seu baixo PCI, pois boa parte do calor liberado na combustão acaba sendo
utilizado para converter a umidade presente no combustível em vapor, que por sua
vez é liberado para a atmosfera. Uma consideração feita nas análises deste
trabalho foi a de se implementar um processo de secagem do bagaço,
27
possivelmente utilizando-se os gases de exaustão das caldeiras para efetuar a troca
de calor necessária (possuem temperatura relativamente alta e baixo teor de O2, o
que diminui o risco de explosões). Este processo visa melhor aproveitamento
energético do bagaço, com consequente economia de combustível.
As características do Sistema de Vapor da Usina, em especial a presença de
grande número de caldeiras e geração de vapor a 21 kgf/cm2, denotam que a
produção de E.E. sempre foi voltada para o auto-consumo ou geração de pequeno
excedente, e que não houve um planejamento global do sistema quando de sua
implantação, sendo que as expansões no sistema foram executadas à base de
“remendos”. Isto posto, observa-se grande potencial energético e tecnológico de
implantação de alternativas de otimização da Central de Utilidades da Usina.
3.4 Bases para a Elaboração do Projeto
O presente projeto foi desenvolvido dentro de um escopo que envolve as seguintes
premissas e restrições:
• Os estudos e alterações limitam-se à Central de Utilidades da Usina, pela qual
entende-se o sistema de geração e distribuição de vapor, produção de potência
elétrica e mecânica, não constituindo objeto deste trabalho as fábricas de açúcar
e álcool ou como o vapor é utilizado nos processos de aquecimento nas
mesmas;
• Os fluxos de vapor utilizados para aquecimento ou acionamento de
turbomáquinas dos processos de produção de açúcar e álcool serão mantidos
inalterados, concordando com a filosofia de não se interferir nestes processos;
desta forma, entende-se que o calor rejeitado pelo ciclo manter-se-á constante,
bem como a temperatura em que este é rejeitado;
• As alternativas estudadas visam a maximização da geração de energia elétrica e
da eficiência com que a mesma é gerada, em contrapartida à geração de um
28
excedente de bagaço. Por segurança, a análise sempre considera uma pequena
margem de bagaço excedente;
• A análise foi feita para o período da safra, para uma moagem de 775 TCH, não
levando em consideração a entressafra ou o funcionamento da Central de
Utilidades em carga parcial; entretanto, as alternativas propostas procuraram
conferir flexibilidade ao sistema, de modo que este atenda às diferentes
condições de operação;
• O projeto visa o máximo aproveitamento dos equipamentos existentes na Central
de Utilidades, desde que isto não acarrete em prejuízo para os mesmos ou para
o processo; isto implica na manutenção das condições de operação de bombas,
turbinas, etc., o que acarreta em restrições tais como a necessidade de se
manter a pressão e a temperatura dos coletores, entre outros;
• Será mantido o caráter de “independência energética” da Usina, o que significa
dizer que trabalhar-se-á apenas com o bagaço disponível como combustível. Não
será considerada a hipótese de complementação energética com a compra de
um combustível auxiliar (nem mesmo sendo bagaço de outra Usina), o que
concorda com a filosofia de “ver o que dá para se fazer com o que se tem
disponível”, que é a tônica deste trabalho.
29
4. Modelagem e Simulação
4.1 Conceitos
O instrumento que permitiu as análises das diferentes alternativas para a Central de
Utilidades foi a simulação computacional do sistema para cada configuração.
Dada a complexidade do sistema (vide item 2 e fluxogramas em anexo) e o grande
número de parâmetros e equipamentos envolvidos, o processamento manual das
informações constituir-se-ia em trabalho longo e demorado, além de apresentar
maior susceptibilidade à ocorrência de erros, dificuldade para detecção dos
mesmos e perda em flexibilidade de cálculo.
Desta forma, a modelagem e simulação computacional permitiu grande economia
de tempo e de cálculos, inclusive facilitando a adaptação dos cálculos para as
diversas configurações.
A modelagem dos equipamentos, já desenvolvida no 1º semestre por ocasião da
elaboração dos balanços de massa e energético da planta para a condição base de
operação, foi estendida para os novos equipamentos a serem incluídos no sistema,
de forma a compatibilizar os fluxos e convergir o sistema para a nova condição de
operação.
A caracterização da modelagem de cada equipamento será descrita em detalhe a
seguir. Também foi executada uma modelagem do processo de secagem de
bagaço (integrado com a operação das caldeiras) e do funcionamento das turbinas
a gás. Em ambos os casos, que serão descritos posteriormente, foi realizada uma
análise de sensibilidade que visou uma otimização discreta do fenômeno,
resultando numa condição de operação ideal (ou simplesmente viável) para estes
processos.
30
4.2 Propriedades
Para a agilização e automatização dos cálculos foi necessária a elaboração de
rotinas que fornecessem os valores das propriedades da água nas regiões de
saturação e de vapor superaquecido.
Foi criado um banco de funções baseado nas correlações matemáticas encontradas
por IRVINE [4], do qual constam Temperatura de Saturação (em função da
pressão), Pressão de Saturação (em função da temperatura ), Entalpia, Entropia,
Volume Específico (para líquido e vapor saturados e para vapor superaquecido,
dados pressão e temperatura).
Foi desenvolvida também uma expressão para a Disponibilidade ou Exergia na
região de saturação e para o vapor superaquecido, admitindo-se o estado de
referência a 25ºC (298.15 K). Considerou-se, para o cálculo de exergia, variações
de energia cinética e potencial nulas, o que permitiu definir-se exergia pela seguinte
expressão: ψ = (h - ho) - To(s - so) .
Com relação às propriedades dos gases de combustão (necessárias aos balanços
de secagem, da turbina a gás e outros), os calores específicos médios (calor
específico médio = ∆h / ∆T = integral do calor específico com relação à temperatura
dentro de um certo intervalo de temperatura, dividida pelo mesmo intervalo) foram
obtidos pela integração das correlações de Passut & Danner e de Scott & Sonntag
(retirados das referências [2] e [8], respectivamente).
Além da capacidade de secagem dos gases, os cps médios dos gases foram
utilizados para o cálculo da temperatura de chama adiabática (sem dissociação) nas
reações de combustão, um fator de restrição nas simulações de turbinas a gás (não
se pode ultrapassar os 1200ºC na entrada da turbina).
As demais propriedades utilizadas foram tomadas das diversas referências e
admitidas constantes (obs.:o PCI do bagaço de cana se refere a 25ºC e 1 atm).
31
4.3 Equipamentos
As hipóteses consideradas no equacionamento de cada equipamento (balanços de
massa, de energia, rendimento de processos, etc.) e do sistema como um todo são
as seguintes:
• Regime permanente - é o que se supõe ao se procurar um ponto de operação,
porém não é o que se observa na prática;
• Variações de energia cinética e potencial desprezíveis - exceto nas bombas de
água dos desaeradores e das caldeiras, onde leva-se em conta a altura
manométrica de bombeamento, além de perdas de carga; nos demais
equipamentos, por não se dispor de desenhos construtivos ou folhas de
especificação (além de não terem sido levadas a cabo medições de fluxo ou de
equipamentos em campo por ocasião da visita à Usina), não há condições de se
determinar tais quantidades;
• Perda de carga desprezível nas tubulações de interligação dos equipamentos -
exceto nas tubulações de recalque das bombas;
• As propriedades do líquido comprimido são semelhantes à do líquido saturado à
mesma temperatura - devido à escassez de dados sobre as propriedades do
líquido comprimido.
Demais hipótese admitidas no equacionamento serão especificadas em separado
para cada equipamento.
32
Caldeiras (para simbologia, vide fluxogramas em anexo)
Balanços de Massa: vapor → mve = mvs
combustão → mbe + mae = mgs
Balanço de Energia: mvs x (hs - he) = ηcaldeira x (mb x PCIb)
Hipóteses: - não há perda de água por purga do tubulão;
- a combustão se dá com excesso de ar de 35% (usual para caldeiras
tipo grelha basculante e ferradura, queimando bagaço de cana).
Turbinas
Balanço de Massa: madmissão = Σ mextrações
Balanços de Energia para cada Estágio:
η1a lei = (he - hs) / (he - hsiso)
η2a lei = (he - hs) / (ψe - ψs)
Wmec = me x (he - hs) x ηmec
Wele = Wmec x ηGE
Wturbina = Σ Westágios
Válvulas Redutoras de Pressão / Dessuperaquecedores
Balanço de Massa: me + mdessup = ms
Balanço de Energia: me x he + mdessup x hdessup = ms x hs
Hipóteses: - a queda de pressão do vapor em sua passagem pela
válvula é um processo isoentálpico (válvula adiabática);
- a regulagem do fluxo de água de dessuperaquecimento se dá
visando a manutenção das condições do vapor na saída.
Consumos de Vapor para Processo
Taxa de Retorno de Condensado = ms / me
Perdas de Vapor no Processo = me - ms
Condição de Saída do Condensado: hs = hlíquido saturado (Ps)
Ps = Pe
33
Coletores
Balanço de Massa: Σ me = Σ ms
Balanço de Energia: hs = Σ (me x he) / Σ ms
Hipóteses: - condições de P e T fixadas por exigência dos processos e turbinas
existentes;
- perdas térmicas para o ambiente desprezíveis.
Caixas (Caixa de Água de alimentação, Balão de VE)
Balanço de Massa: Σ me = Σ ms
Balanço de Energia: Σ (ms x hs) = Σ (me x he)
Hipótese: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa isolação).
Desaerador
Balanço de Massa: Σ me = ms
Balanço de Energia: ms x hs = Σ (me x he)
Hipóteses: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa
isolação);
- o processo de desaeração não tem influência sobre os balanços.
Obs.: O fluxo de V1,5 para o desaerador é regulado visando-se a manutenção das
condições de saída da água que vai para as caldeiras.
Tanque de Flash
Balanço de Massa: me = Σ ms
Balanço de Energia: me x he = Σ (ms x hs)
→ mle x hl(Pe) = mv x hv(Ps) + mls x hl(Ps)
Hipóteses: - trocas de calor com o ambiente desprezíveis (boa
isolação);
- o condensado que entra no tanque sofre um abaixamento de pressão
isoentálpico, gerando como saídas vapor saturado (“reevaporado” - atualmente
descarregado para a atmosfera) e líquido saturado.
34
Bombas
Balanço de Massa: me = ms
Potência de Bombeamento:
Wmec = ms x ((Ps - Pe) x vl + g x ∆z + K x ms2) / ηmec , onde:
K = coeficiente de perda de carga (ajustado na condição
base);
Pe e Ps → [Pa].
Wele = Wmec / ηME (para motobombas)
Obs: Para turbobombas, Wmec é atrelado diretamente ao equacionamento da
turbina visto anteriormente.
Tomando-se como base esta modelagem, a simulação do sistema fica
caracterizada pelas seguintes etapas:
1. Montagem esquemática do sistema para a dada configuração (fluxograma);
2. Montagem dos balanços de massa, energia e dos demais equacionamentos
para cada componente (equipamento) individualmente;
3. Interligação entre os fluxos dos equipamentos, atrelando entradas a saídas,
desta forma fechando o sistema;
4. Estabelecimento dos valores iniciais de propriedades e vazões dos fluxos e/ou
pontos de operação de equipamentos;
5. Montagem do sistema de equações;
6. Simplificação do sistema de equações - eliminação de variáveis e adiantamento
de cálculos diretos que não necessitem de convergência;
7. Resolução do sistema de equações e obtenção dos resultados (todos os
parâmetros do sistema: vazões, pressões, temperaturas, potências geradas e
consumidas, etc.).
35
4.4 Perdas
Além das perdas mássicas de vapor (nos processos, tanque de flash, etc.), há um
aspecto muito importante a se considerar quando se procede a uma análise
exergética do sistema: a caracterização das perdas e irreversibilidades de cada
equipamento e do sistema como um todo.
A modelagem e simulação do sistema, conforme se encontra no item anterior, trata
apenas do aspecto energético da planta, fornecendo resultados úteis como
consumo e sobra de bagaço, geração de energia e outros. Entretanto, mediante a
análise exergética podem-se quantificar as grandes perdas do processo,
identificando os fenômenos responsáveis pela ineficiência do mesmo.
A análise energética ataca um dos flancos da otimização, que é o de se aumentar
os ganhos do sistema, enquanto a exergética complementa a abordagem,
contribuindo para reduzir ou eliminar as perdas. Isto posto, decidiu-se acoplar às
simulações das alternativas a quantificação das perdas e irreversibilidades que
ocorrem em cada processo e equipamento. A mesma quantificação para o sistema
é dada pelo estabelecimento de índices de eficiência globais, que serão vistos
adiante.
De maneira geral, o cálculo das perdas para os equipamentos e processos é o
descrito abaixo:
I = Wreversível - Wequipamento/processo
• Caldeiras1: I = mb x PCIb + mle x ψle - mvs x (hs - he)
• Turbinas (para cada estágio): I = me x (ψe - ψs) - Westágio
• Válvulas Redutoras / Desuperaquecedores: W = 0 → I = To x (Σ (msss) - Σ(mese))
1 A potência útil das caldeiras é considerada como sendo o calor absorvido pela água. Esta definição
de irreversibilidade não é a correta, porém fornece uma boa idéia do índice de aproveitamento da
disponibilidade do combustível (no caso, admitida como sendo seu PCI).
36
• Perdas de Vapor nos Coletores, Tanque de Flash e nos Processos: W = 0, ψo = 0
→ a irreversibilidade é igual à disponibilidade associada ao fluxo perdido
→ I = mperda x ψperda
• Caixas e Desaerador: W = 0 → I = To x (Σ (msss) - Σ(mese))
Conforme verificado nos resultados (que serão vistos e discutidos adiante), certas
turbinas produzem mais irreversibilidades do que trabalho útil (rendimento
exergético < 50%), o que caracteriza alta ineficiência - em outras palavras,
desperdício de energia.
4.5 Gaseificação de Bagaço e Turbina a Gás
Foi desenvolvido um estudo sobre a gaseificação do bagaço de cana para utilização
em turbinas a gás, de forma a analisar-se a viabilidade técnica da implantação do
ciclo Brayton na Usina ou mesmo de um Ciclo Combinado (caldeira de recuperação
gerando V21).
Foram necessários os equacionamentos do processo de gaseificação,
funcionamento da turbina a gás e da caldeira de recuperação, para posterior
interligação e simulação. A modelagem destes processos será agora descrita.
4.5.1 Gaseificação
O processo de gaseificação de bagaço de cana ainda está em fase primária de
desenvolvimento, e os processos atualmente existentes mostram-se tecnicamente
não compensadores. O avanço nesta área, no entanto, pode abrir horizontes
interessantes para a sua utilização em Usinas de Açúcar e Álcool, motivo pelo qual
é realizada a presente análise.
A gaseificação do bagaço (e da biomassa em geral) consiste numa primeira etapa
de secagem do material a patamares inferiores a 15% de umidade (base úmida);
37
em seguida o material seco é peletizado e então levado ao gaseificador, um tanque
cilíndrico vertical.
No gaseificador, mediante a injeção de ar e de vapor d’água, parte do material é
queimado, gerando gases quentes que aquecem o resto do material, pirolisando-o.
A pirólise gera em grande parte metano e gás hidrogênio, enquanto uma outra parte
do material sofre combustão parcial (devido à formação de uma atmosfera redutora
dentro do gaseificador), gerando monóxido de carbono.
O gás resultante, de baixo poder calorífico (cerca de 5200 kJ/kg), passa por uma
ciclonagem para separação dos finos transportados e dirige-se para a câmara de
combustão.
A maioria dos gaseificadores atuais trabalha à pressão atmosférica (ou levemente
superior) - como é o caso do modelo deste trabalho - mas a tendência das
pesquisas desenvolvidas atualmente aponta para uma maior eficiência dos
processos de gaseificação pressurizados.
Para efeito de modelagem, a composição dos gases do bagaço baseou-se numa
composição média para gases de biomassa fornecida por fabricantes de
gaseificadores (ATA, etc.):
Tabela 4.5.1.1 - Composição dos gases resultantes
% vol. % massa
CO2 5,2 9,4H2 15 1,2CO 28 32,4O2 0,4 0,5N2 48 55,5CH4 1,4 0,9Outros 2 -
Total 100 100** deprezados os “outros”, para efeito de cálculo de M e do PCI.
Mgases = 24,22 kg/kmol
PCIgases = 5233 kJ/kg = 1351 kcal/Nm3
38
Ainda segundo WALTER [10], devem ser considerados, no processo de
gaseificação, injeções de ar e de vapor nas seguintes proporções:
Relação de ar: 0,8 kg ar/kg bagaço seco
Relação de vapor: 0,3 kg vapor/kg bagaço seco
Os consumos de potência nos processos de secagem e peletização (processos pré-
gaseificador) também obedecem relações aproximadas, respectivamente 4,58
kWh/tonbagaço e 85,4 kWh/tonbagaço (índices da Eletrobrás-Copersucar / 1991). Tais
consumos são contabilizados por ocasião do balanço energético global dos
processos de gaseificação e ciclo Brayton.
O balanço de massa do gaseificador, considerando-se a gaseificação do bagaço
seco, fica assim (para moagem de 775 TCH, todo o bagaço sendo enviado para a
gaseificação):
Fluxo de Bagaço das Moendas: 206,15 t/h;
Umidade do Bagaço (base úmida): 50,83%;
Fluxo de Bagaço Seco: 101,36 t/h;
Tabela 4.5.1.2 - Composição e Fluxo dos Componentes do Bagaço
Bagaço - Composição (base seca) % massa kg/h kmol/hC 46,3 46931,5 3910,9H 6,4 6487,3 6487,3O 43,3 43890,6 2743,2S 0,1 101,4 3,2Outros 3,9 3953,2
Total 100 101364,0
39
Tabela 4.5.1.3 - Fluxos Associados às Injeções de A r e Vapor no Gaseificador
Ar e Vapor kg/h kmol/h
O2 18888,5 590,3
N2 62174,6 2220,5
H2O 30409,2 1688,0
Tabela 4.5.1.4 - Balanço dos Gases Gerados
Gases Produzidos % volume % massa kmol/h kg/h
CO2 5,2 9,4 240,6 10584,5
H2 15,0 1,2 693,9 1387,8
CO 28,0 32,4 1295,3 36268,5
O2 0,4 0,5 18,5 592,1
N2 48,0 55,5 2220,5 62174,6
CH4 1,4 0,9 64,8 1036,2
Outros 2,0 92,5
Total 100 100 4626,1 112043,8
4.5.2 Turbina a Gás
Cada elemento da turbina a gás foi equacionado individualmente, para posterior
interligação. Em todos os casos, o aporte de gás utilizado foi aquele calculado no
item 4.5.1.
Compressor
Dada a relação de pressões (rp = Pas/Pae) do equipamento, admitiu-se uma
eficiência de compressão ηc que permitiu a determinação da temperatura do ar na
saída do compressor (o processo de compressão ideal é o isoentrópico e Tae é
admitida como a temperatura ambiente) pela seguinte expressão:
Tas = Tae x (1 + ((rp(k-1)/k -1) / ηc))
40
Pode-se então calcular o trabalho realizado na compressão pela aplicação da 1a Lei
da Termodinâmica:
Wcompressor = ma x cpa x (Tas - Tae)
Câmara de Combustão
A quantidade de gás proveniente da gaseificação do bagaço é definida, cabendo
então apenas um balanço para determinação da Temperatura de Chama, que é
uma limitação para a operação da turbina (deve ser limitada a 1200ºC, chegando a
1250ºC2 para turbinas de alto rp).
Ao se trabalhar com o cálculo da temperatura de chama adiabática sem dissociação
dos gases já admite-se um certo coeficiente de segurança para este limite de
temperatura, uma vez que, devido aos efeitos de dissociação, a temperatura real
dos gases será mais baixa.
No modelo adotado admitiu-se também a hipótese de trocas de calor desprezíveis
com a ambiente. Esta consideração e a do parágrafo anterior acarretam na
obtenção de um valor de temperatura de entrada dos gases na turbina superior ao
real, o que também implica em que o trabalho resultante líquido real da turbina será,
na realidade, menor que o encontrado nos cálculos. Esta e outras considerações
serão discutidas nas conclusões, com base na análise dos resultados obtidos pelas
simulações.
Retornando ao tema da limitação da temperatura de chama, é através do controle
desta que se determina o excesso de ar a ser utilizado na turbina, ou seja, o cálculo
da câmara de combustão serve primordialmente para a obtenção de ma.
Os balanços na câmara de combustão ficam:
2 Fonte: GEC ALSTHOM - Mecânica Pesada.
41
Massa: ma + mgb = mgc , onde os subscritos gb e gc referem-se a gases do bagaço
e gases de combustão, respectivamente;
Energia (1a Lei): ma x cpa x (Ta - 25ºC) + mgb x PCIgb = mgc x cpgc x (Tchama - 25ºC).
Turbina
Temperatura teórica de escape (Ttesc): Ttesc = Tchama x (1/rp)(k-1)/k
Temperatura real de escape: Tgcs = Tchama - ηiso x (Tchama - Ttesc) , onde ηiso é a
eficiência isoentrópica de expansão na turbina;
Wturbina = ηmec x mgc x cpgc x (Tchama - Tgcs)
Wele = ηGE x (Wturbina - Wcompressor)
4.5.3 Caldeira de Recuperação
O equacionamento da caldeira de recuperação - em termos de balanço de energia -
é bastante simples, pois a mesma pode ser considerada um trocador de calor entre
os gases e o vapor, aplicando-se um rendimento à troca térmica.
Basicamente, os gases entram à temperatura de escape das turbinas e devem sair
da caldeira a pelo menos 150ºC. Para fins de contar ainda com disponibilidade
térmica nos gases de forma a poder utilizá-los na secagem do bagaço, admitiu-se
uma temperatura na saída da caldeira de cerca de 300ºC. A caldeira pode gerar
vapor tanto a 1,5 kgf/cm2 (para processo, e isto acarretaria na eletrificação do que
hoje são as turbomáquinas do sistema de vapor) como a 21 kgf/cm2 (ciclo
combinado).
Balanço de Energia: mgce x cpgc x (Tgce - Tgcs) = mv x (hs - he)
42
4.6 Secagem de Bagaço
A secagem do bagaço com os gases de exaustão das caldeiras pode se dar em
ciclo aberto (seca-se o excedente de bagaço) ou fechado, onde o bagaço recém
secado é queimado nas fornalhas.
Neste trabalho foi modelada e simulada apenas a secagem em ciclo fechado, por
ser mais eficiente e devido ao baixo excedente de bagaço da Usina em questão. A
secagem visa elevar o poder calorífico do bagaço através da redução de sua
umidade, ou seja, através da redução da quantidade de água que deve ser
evaporada do combustível durante sua própria combustão.
Em última análise, dada que toda a fonte de energia para o sistema é o PCI do
combustível, e considerando que ao fim da secagem o teor de umidade dos gases
de combustão será sempre o mesmo (uma vez que a quantidade de água
evaporada do bagaço é a mesma, só variando a proporção entre a quantidade
evaporada no secador e na fornalha), conclui-se a energia necessária para uma
maior ou menor secagem do bagaço é provinda de um maior ou menor
abaixamento da temperatura dos gases na saída do secador, respectivamente.
Em outras palavras, quanto menor a temperatura de saída dos gases úmidos do
sistema, mais configura-se que a energia aproveitada destes gases foi utilizada na
geração de vapor. Assim, o processo de secagem de bagaço é um instrumento para
minimizar as perdas térmicas devido à temperatura de saída dos gases do sistema.
Há um limite inferior para a temperatura dos gases, que envolve considerações
ambientais e de dinâmica e potencial de secagem; este limite será adotado como
30ºC acima da temperatura do bagaço na saída do secador (IPT [3]).
O valor do PCI do bagaço após a secagem é dado por:
PCIúmido = PCIseco x (1 - umidade) - umidade x hlv (água a 25ºC)
onde umidade = [kg água/kg bagaço úmido]
43
PCIseco = 17500 kJ/kg (bagaço com a composição dada)
hlv (água a 25ºC) = 2442,3 kJ/kg
Os balanços da reação de combustão são:
mb + ma = mg
mb x (PCIb + cpb x (Tbe - 25ºC)) + ma x cpa x (Tae - 25ºC) = mg x cpg x (Tchama - 25ºC)
A composição final dos gases é obtida, neste e em outros ítens, por um balanço
molar da composição dos mesmos com a do bagaço e do ar (levando-se em conta
o excesso de ar, fixado em 35%). Vale ressaltar que todos os cálculos deste
trabalho baseiam-se na moagem de 775 TCH.
Considerou-se, por hipótese, que os gases de combustão sejam responsáveis por
15% das perdas térmicas (base PCI) da caldeira, o que permite o cálculo de sua
temperatura de saída. Esta é a temperatura de entrada no secador de bagaço.
mg x cpg x (Tge secador - 25ºC) = 0,15 x mb x PCIb
O bagaço, durante a secagem, aquece-se até atingir a temperatura de saturação do
vapor d’água na pressão parcial em que este se encontra nos gases à saída do
secador. A partir desta temperatura, a água presente no bagaço entra em equilíbrio
com a água evaporada e todo o calor disponível nos gases passa a ser consumido
na evaporação da água, processo que se dá a temperatura constante.
Desta forma, todo o potencial de secagem neste estágio advém da diferença de
temperatura entre os gases e o bagaço úmido; este é o motivo principal da
exigência de uma diferença mínima de 30ºC entre ambos para que haja condições
satisfatórias de secagem.
Posto que a quantidade final de água nos gases será sempre a mesma (conforme
exposto anteriormente) e que a composição dos gases secos é invariante (o fluxo
de bagaço seco é constante e sua composição também, por hipótese), a pressão
44
parcial do vapor nos gases também o será, o que também vale para a temperatura
de saturação do vapor.
O balanço do processo de secagem é o seguinte:
mb seco x cpb x (Tbs - Tbe) + ma x (has - hae) + mvev x (hvs - has) = mge x cpg x (Tge - Tgs)
onde mvev é a massa de água evaporada do bagaço. Deve-se lembrar que a água
que permanece no bagaço sai do secador à mesma temperatura do bagaço.
4.7 Implementação
Todas as alternativas de simulação do sistema de vapor da Central de Utilidades,
bem como do sistema Gaseificador-Turbina a Gás-Caldeira de Recuperação e do
processo de secagem foram implementadas via computador para a análise de
resultados.
Os modelos foram simulados em planilhas do Microsoft EXCEL 5.0. Entretanto, a
fim de aquisição de sensibilidade (“feeling”) sobre os sistemas e processos, todas
as simulações foram inicialmente feitas à mão, quando puderam se verificar
incoerências ou “furos” nos modelos, bem como identificar soluções ou
metodologias de cálculo mais eficientes. Além disso, a resolução manual contribuiu
para a simplificação do sistema, com eliminação de equações e variáveis,
elaboração de expressões de cálculo implícitas, etc., e para um planejamento
cuidadoso da implementação dos cálculos.
Criou-se um banco de propriedades para dar suporte ao cálculo, com funções em
linguagem Visual Basic. Estes bancos de funções estão transcritos (da planilha) a
seguir:
Propriedades de Gases
45
' Calores Específicos Médios a Pressão Constante de Alguns Gases
' Baseados nas correlações de Passut & Danner e Tabela A.9 do Van Wylen
' Referências Bibliográficas:
' 1 - DAUBERT, Thomas E. "Chemical Engineering Thermodynamics". McGraw-Hill,
Cingapura, 1985.
' 2 - VAN WYLEN, G.J. & SONNTAG, R.E. "Fundamentos da Termodinâmica
Clássica". Edgard Blücher, 3a ed., São Paulo, 1993.
' 3 - PERRY pg 3-134
' G.R. 11/08/1996
' Complementada em 02/09/1996
' Range: -175 a 1200ºC (Ref. 1)
' 0 a 3200ºC (Ref. 2)
' 0 a 2200ºC (Ref. 3)
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpCO [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpCO(TL; TH)
Dec THCO Como Simples
Dec TLCO Como Simples
Se TH < 1200 Então
CpCO = (1 / (TH - TL)) * (1,074015 * (TH - TL) - 0,000172664 * ((TH + 273,15)
^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000302237 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL +
273,15) ^ 3) - 0,000000000137533 * ((TH + 273,15) ̂4 - (TL + 273,15) ^ 4) +
2,00365E-14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THCO = (TH + 273,15) / 100
TLCO = (TL + 273,15) / 100
46
CpCO = (100 / (28,011 * (TH - TL))) * (69,145 * (THCO - TLCO) - 0,402646 *
(THCO ^ 1,75 - TLCO ^ 1,75) - 401,54 * (THCO ^ 0,5 - TLCO ^ 0,5) + 707,04
* (THCO ^ 0,25 - TLCO ^ 0,25))
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpCO2 [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpCO2(TL; TH)
Dec THCO2 Como Simples
Dec TLCO2 Como Simples
Se TH < 1200 Então
CpCO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,479107 * (TH - TL) + 0,000762159 * ((TH +
273,15) ^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) - 0,000000359392 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL
+ 273,15) ^ 3) + 0,000000000084744 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4)
- 5,7752E-15 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THCO2 = (TH + 273,15) / 100
TLCO2 = (TL + 273,15) / 100
CpCO2 = (100 / (44,01 * (TH - TL))) * (-3,7357 * (THCO2 - TLCO2) +
20,352667 * (THCO2 ^ 1,5 - TLCO2 ^ 1,5) - 2,0517 * (THCO2 ^ 2 - TLCO2 ^
2) + 0,008066 * (THCO2 ^ 3 - TLCO2 ^ 3))
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpH2O [kJ/kg K]
47
' TH,TL [ºC]
Função CpH2O(TL; TH)
Dec THH2O Como Simples
Dec TLH2O Como Simples
Se TH < 1200 Então
CpH2O = (1 / (TH - TL)) * (1,915007 * (TH - TL) - 0,000395741 * ((TH +
273,15) ^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000876232 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL
+ 273,15) ^ 3) - 0,000000000495086 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4)
+ 1,038613E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THH2O = (TH + 273,15) / 100
TLH2O = (TL + 273,15) / 100
CpH2O = (100 / (18,015 * (TH - TL))) * (143,05 * (THH2O - TLH2O) - 146,832 *
(THH2O ^ 1,25 - TLH2O ^ 1,25) + 55,16733 * (THH2O ^ 1,5 - TLH2O ^ 1,5) -
1,84945 * (THH2O ^ 2 - TLH2O ^ 2))
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpSO2 [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpSO2(TL; TH)
Dec THSO2 Como Simples
Dec TLSO2 Como Simples
Se TH < 1200 Então
48
CpSO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,46165 * (TH - TL) + 0,000248915 * ((TH + 273,15)
^ 2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,0000001209 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^
3) - 0,00000000018878 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) + 5,68232E-
14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THSO2 = TH + 273,15
TLSO2 = TL + 273,15
CpSO2 = (4,186 / (64,063 * (TH - TL))) * (7,7 * (THSO2 - TLSO2) + 0,00265 *
(THSO2 ^ 2 - TLSO2 ^ 2) - 0,00000027666 * (THSO2 ^ 3 - TLSO2 ^ 3))
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpN2 [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpN2(TL; TH)
Dec THN2 Como Simples
Dec TLN2 Como Simples
Se TH < 1200 Então
CpN2 = (1 / (TH - TL)) * (1,06849 * (TH - TL) - 0,000134096 * ((TH + 273,15) ^
2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000215569 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15)
^ 3) - 0,000000000078632 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) + 6,985E-
15 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THN2 = (TH + 273,15) / 100
TLN2 = (TL + 273,15) / 100
CpN2 = (100 / (28,013 * (TH - TL))) * (39,06 * (THN2 - TLN2) + 1025,58 *
(THN2 ^ -0,5 - TLN2 ^ -0,5) - 1072,7 * (THN2 ^ -1 - TLN2 ^ -1) + 410,2 *
(THN2 ^ -2 - TLN2 ^ -2))
49
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpO2 [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpO2(TL; TH)
Dec THO2 Como Simples
Dec TLO2 Como Simples
Se TH < 1200 Então
CpO2 = (1 / (TH - TL)) * (0,95244 * (TH - TL) - 0,00028114 * ((TH + 273,15) ^ 2
- (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000655223 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^
3) - 0,000000000452316 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +
1,087744E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Senão
THO2 = (TH + 273,15) / 100
TLO2 = (TL + 273,15) / 100
CpO2 = (100 / (31,999 * (TH - TL))) * (37,432 * (THO2 - TLO2) + 0,008041 *
(THO2 ^ 2,5 - TLO2 ^ 2,5) + 357,14 * (THO2 ^ -0,5 - TLO2 ^ -0,5) - 236,88 *
(THO2 ^ -1 - TLO2 ^ -1))
Fim Se
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpCH4 [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpCH4(TL; TH)
50
CpCH4 = (1 / (TH - TL)) * (2,393594 * (TH - TL) - 0,002218007 * ((TH + 273,15) ^
2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,00000574022 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15) ^
3) - 0,000000003727905 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +
8,549685E-13 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Fim Função
'---------------------------------------------------------------------------------------------
' CpH2S [kJ/kg K]
' TH,TL [ºC]
Função CpH2S(TL; TH)
CpH2S = (1 / (TH - TL)) * (0,998865 * (TH - TL) - 0,000184315 * ((TH + 273,15) ^
2 - (TL + 273,15) ^ 2) + 0,000000557087 * ((TH + 273,15) ^ 3 - (TL + 273,15)
^ 3) - 0,000000000317734 * ((TH + 273,15) ^ 4 - (TL + 273,15) ^ 4) +
6,36644E-14 * ((TH + 273,15) ^ 5 - (TL + 273,15) ^ 5))
Fim Função
51
Propriedades da Água nas Regiões de Saturação e de Vapor Superaquecido
' Propriedades do H2O na Saturação e na Região de Vapor Superaquecido
' Rotinas desenvolvidas com base nas equações constantes em
' IRVINE Jr, T.F. & LILEY, P.E. "Steam and Gas Tables with Computer Equations"
' Academic Press, Inc., 1984.
' Alessandro Barros Greco / Gilberto Rozenchan
' 09/08/1996
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Tsat [ºC]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K (0,000611 a 22,1 MPa)
Função Tsat(P)
Se (P < 123,3) Então
Tsat = 42,6776 - 3892,7 / (Ln(P / 10) - 9,48654) - 273,15
Senão Tsat = -387,592 - 12587,5 / (Ln(P / 10) - 15,2578) - 273,15
Fim Se
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Psat [bar]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Psat(T)
T = T + 273,15
Psat = 10,4592 - 0,00404897 * T - 0,000041752 * T ^ 2 + 0,00000036851 * T ^ 3 -
0,0000000010152 * T ^ 4 + 8,6531E-13 * T ^ 5 + 9,03668E-16 * T ^ 6 -
52
1,9969E-18 * T ^ 7 + 7,79287E-22 * T ^ 8 + 1,91482E-25 * T ^ 9 - 3968,06 /
(T - 39,5735)
Psat = Exp(Psat) * 10
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Vliq [m³/kg]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Vliq(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Vliq = 0,003155 * (1 - 1,9153882 * TC ^ (1 / 3) + 12,015186 * TC ^ (5 / 6) -
7,8464025 * TC ^ (7 / 8) - 3,888614 * TC + 2,0582238 * TC ^ 2 - 2,0829991 *
TC ^ 3 + 0,82180004 * TC ^ 4 + 0,47549742 * TC ^ 5)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Vvap [m³/kg]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Vvap(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Vvap = 0,003155 * 22,089 * (1 + 1,6351057 * TC ^ (1 / 3) + 52,584599 * TC ^ (5 /
6) - 44,694653 * TC ^ (7 / 8) - 8,9751114 * TC - 0,4384553 * TC ^ 2 -
53
19,179576 * TC ^ 3 + 36,765319 * TC ^ 4 - 19,462437 * TC ^ 5) / (Psat(T) *
0,1)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Hliq [kJ/kg]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Hliq(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Se ((T + 273,15) >= 273,16) E ((T + 273,15) < 300) Então
Hliq = 2099,3 * (624,698837 * TC - 2343,85369 * TC ^ 2 - 9508,12101 * TC ^ 3
+ 71628,7928 * TC ^ 4 - 163535,221 * TC ^ 5 + 166531,093 * TC ^ 6 -
64785,4585 * TC ^ 7)
SenãoSe ((T + 273,15) >= 300) E ((T + 273,15) < 600) Então
Hliq = 2099,3 * (0,8839230108 - 2,67172935 * TC + 6,22640035 * TC ^ 2 -
13,1789573 * TC ^ 3 - 1,91322436 * TC ^ 4 + 68,7937653 * TC ^ 5 -
124,819906 * TC ^ 6 + 72,1435404 * TC ^ 7)
SenãoSe ((T + 273,15) >= 600) E ((T + 273,15) < 647,3) Então
Hliq = 2099,3 * (1 - 0,441057805 * TC ^ (1 / 3) - 5,52255517 * TC ^ (5 / 6) +
6,43994847 * TC ^ (7 / 8) - 1,64578795 * TC - 1,30574143 * TC ^ 2)
Fim Se
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Hlv [kJ/kg]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
54
Função Hlv(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Hlv = 2500,9 * (0,779221 * TC ^ (1 / 3) + 4,62668 * TC ^ (5 / 6) - 1,07931 * TC ^ (7
/ 8) - 3,87446 * TC + 2,94553 * TC ^ 2 - 8,06395 * TC ^ 3 + 11,5633 * TC ^ 4 -
6,02884 * TC ^ 5)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Hvap [kJ/kg]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Hvap(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Hvap = 2099,3 * (1 + 0,457874342 * TC ^ (1 / 3) + 5,08441288 * TC ^ (5 / 6) -
1,48513244 * TC ^ (7 / 8) - 4,81351884 * TC + 2,69411792 * TC ^ 2 -
7,39064542 * TC ^ 3 + 10,4961689 * TC ^ 4 - 5,46840036 * TC ^ 5)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Sliq [kJ/kg K]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Sliq(T)
Dec TC Como Simples
55
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Se ((T + 273,15) >= 273,16) E ((T + 273,15) < 300) Então
Sliq = 4,4289 * (-1836,92956 * TC + 14706,6352 * TC ^ 2 - 43146,6046 * TC ^
3 + 48606,6733 * TC ^ 4 + 7997,5096 * TC ^ 5 - 58333,9887 * TC ^ 6 +
33140,0718 * TC ^ 7)
SenãoSe ((T + 273,15) >= 300) E ((T + 273,15) < 600) Então
Sliq = 4,4289 * (0,912762917 - 1,75702956 * TC + 1,68754095 * TC ^ 2 +
5,82215341 * TC ^ 3 - 63,3354786 * TC ^ 4 + 188,076546 * TC ^ 5 -
252,344531 * TC ^ 6 + 128,058531 * TC ^ 7)
SenãoSe ((T + 273,15) >= 600) E ((T + 273,15) < 647,3) Então
Sliq = 4,4289 * (1 - 0,32481765 * TC ^ (1 / 3) - 2,990556709 * TC ^ (5 / 6) +
3,23419 * TC ^ (7 / 8) - 0,678067859 * TC - 1,91910364 * TC ^ 2)
Fim Se
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Svap [kJ/kg K]
' Válida entre 273,16 e 647,3 K
Função Svap(T)
Dec TC Como Simples
TC = (647,3 - (T + 273,15)) / 647,3
Svap = 4,4289 * (1 + 0,377391 * TC ^ (1 / 3) - 2,78368 * TC ^ (5 / 6) + 6,93135 *
TC ^ (7 / 8) - 4,34839 * TC + 1,34672 * TC ^ 2 + 1,75261 * TC ^ 3 - 6,22295 *
TC ^ 4 + 9,99004 * TC ^ 5)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
56
' Volume Específico do Vapor Superaquecido
' V [m³/kg]
Função V(P; T)
V = (0,000461631 * (T + 273,15) / (0,1 * P)) - 0,0527993 * Exp(-0,00375928 * (T +
273,15)) + (1 / P) * (0,022 - Exp(-3,741378 - 0,0047838281 * (Tsat(P) +
273,15) + 0,000015923434 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 2)) * Exp((Tsat(P) - T) / 40)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Entalpia do Vapor Superaquecido
' H [kJ/kg]
Função H(P; T)
Dec A0 Como Simples
Dec A1 Como Simples
Dec A2 Como Simples
Dec A3 Como Simples
A0 = 2041,21 - 40,40021 * (0,1 * P) - 0,48095 * (0,1 * P) ^ 2
A1 = 1,610693 + 0,05472051 * (0,1 * P) + 0,0007517537 * (0,1 * P) ^ 2
A2 = 0,0003383117 - 0,00001975736 * (0,1 * P) - 0,000000287409 * (0,1 * P) ^ 2
A3 = 1707,82 - 16,99419 * (Tsat(P) + 273,15) + 0,062746295 * (Tsat(P) + 273,15)
^ 2 - 0,00010284259 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 3 + 0,000000064561298 *
(Tsat(P) + 273,15) ^ 4
H = A0 + A1 * (T + 273,15) + A2 * (T + 273,15) ^ 2 - A3 * Exp((Tsat(P) - T) / 45)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
57
' Entropia do Vapor Superaquecido
' S [kJ/kg]
Função S(P; T)
S = 4,6162961 + 0,01039008 * (T + 273,15) - 0,000009873085 * (T + 273,15) ^ 2
+ 0,00000000543411 * (T + 273,15) ^ 3 - 1,170465E-12 * (T + 273,15) ^ 4 -
0,4650306 * Ln(P + 0,001) - (1,777804 - 0,01802468 * (Tsat(P) + 273,15) +
0,00006854459 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 2 - 0,0000001184424 * (Tsat(P) +
273,15) ^ 3 + 8,142201E-11 * (Tsat(P) + 273,15) ^ 4) * Exp((Tsat(P) - T) / 85)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Exergia (ou Disponibilidade) do Líquido Saturado
' ExergiaLiq (kJ/kg)
' Hipóteses: - Altura 0;
' - Velocidade nula;
' - Temperatura ambiente (referência) = 25ºC.
Função ExergiaLiq(T)
ExergiaLiq = Hliq(T) - 104,89 - 298,15 * (Sliq(T) - 0,3674)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Exergia (ou Disponibilidade) do Vapor Saturado
' ExergiaVap (kJ/kg)
' Hipóteses: - Altura 0;
' - Velocidade nula;
' - Temperatura ambiente (referência) = 25ºC.
58
Função ExergiaVap(T)
ExergiaVap = Hvap(T) - 104,89 - 298,15 * (Svap(T) - 0,3674)
Fim Função
' -------------------------------------------------------------------------------------------
' Exergia (ou Disponibilidade) do Vapor Superaquecido
' Exergia (kJ/kg)
' Hipóteses: - Altura 0;
' - Velocidade nula;
' - Temperatura ambiente (referência) = 25ºC.
Função Exergia(P; T)
Exergia = H(P; T) - 104,89 - 298,15 * (S(P; T) - 0,3674)
Fim Função
A estruturação dos módulos que compõem as planilhas de simulação obedece ao
fluxograma que segue, baseando-se na sequência de procedimentos descrita no
item 4.3:
59
Fluxograma de Estruturação das Planilhas de Simulaç ão
No caso da simulação dos sistema de vapor da Central de Utilidades, cada planilha
contém uma estrutura auto-suficiente para simulação. Nestas planilhas são
simulados o funcionamento de todos os equipamentos descritos no item 4.3 (e
conforme a modelagem descrita no mesmo), e os valores dos fluxos (variáveis do
sistema) são convergidos através de macros e “solvers”, sendo alguns valores
inclusive convergidos manualmente.
Estas planilhas fazem sucessivas iterações entre os valores dos fluxos, e o
resultado final é submetido a uma verificação pelo balanço do fluxo nos coletores
(VA, V21, V15 e V1,5).
Além do sistema atual, foram simuladas 16 (dezesseis) alternativas cujos resultados
são apresentados no próximo item. O código para identificação das alternativas,
que é o próprio nome dado às respectivas planilhas, possui a seguinte estruturação
em oito letras:
CP / EC SE / CE PA / TO 62 / 80
60
1a e 2a letras CP ⇒ turbina nova de contrapressão
EC ⇒ turbina nova de extração-condensação
3a e 4a letras SE ⇒ sem extração em V1,5
CE ⇒ com extração em V1,5
5a e 6a letras PA ⇒ geração de vapor parcialmente em VA (há geração em V21)
TO ⇒ toda a geração de vapor se dá em VA (desativação total das
caldeiras de V21)
7a e 8a letras 62 ⇒ VA = 62 bar, 450ºC
80 ⇒ VA = 80 bar, 480ºC
Foram testadas todas as combinações entre estas alternativas, sempre respeitando
as premissas assumidas no item 3.4. As alternativas PA implicam na manutenção
de parte das atuais caldeiras de V21; as alternativas CE acarretam em desativação
de TG1 e de TG2, deixando toda a geração de energia elétrica a cabo do TG
NOVO.
Nas alternativas EC foi modelado um condensador para a condensação do fluxo
advindo da turbina. Procurou-se manter sempre um fluxo mínimo de condensação,
para garantir o bom funcionamento da turbina.
As 16 alternativas simuladas, resultantes das combinações citadas, são:
CPSEPA62 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com
geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
CPSEPA80 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com
geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
CPSETO62 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com
geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
61
CPSETO80 ⇒ TG NOVO de contrapressão, sem extração intermediária, com
geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
CPCEPA62 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária
(em V21), com geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar,
450ºC;
CPCEPA80 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária
(em V21), com geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar,
480ºC;
CPCETO62 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária
(em V21), com geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
CPCETO80 ⇒ TG NOVO de contrapressão (em V1,5), com extração intermediária
(em V21), com geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
ECSEPA62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,
com geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
ECSEPA80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,
com geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
ECSETO62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,
com geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
ECSETO80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, sem extração intermediária,
com geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
ECCEPA62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com
geração de vapor parcial em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
62
ECCEPA80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com
geração de vapor parcial em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
ECCETO62 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com
geração de vapor total em VA, VA = 62 bar, 450ºC;
ECCETO80 ⇒ TG NOVO de extração-condensação, com 2 extrações, com
geração de vapor total em VA, VA = 80 bar, 480ºC;
Já o sistema Gaseificador-Turbina a Gás-Caldeira de Recuperação foi simulado
para vários tipos de turbina (rp diferentes) e, para cada tipo, várias condições de
operação (excessos de ar diferentes). As relações de pressões (rp) estudadas foram
4, 6, 9, 12 e 15, simulando-se cada uma com cinco taxas de excesso de ar
diferentes.
O sistema de secagem de bagaço foi simulado separadamente, numa planilha que
modelava o sistema caldeira-secador como um todo. Houve também a execução de
procedimentos de convergência (para a temperatura de chama, temperatura de
saída dos gases do secador, etc.), e a secagem foi simulada para umidades de
saída do bagaço de 20, 25, 30, 35 e 40% (base úmida). A umidade de entrada do
bagaço é de 50,83%.
63
5. Resultados das Simulações
Para efeito de obtenção de parâmetros de comparação entre as diversas
alternativas simuladas para o Sistema de Vapor, foram calculados (diretamente na
simulação) certos índices de performance do sistema para todas as configurações.
São eles:
• Relação Potência/Calor: razão entre a soma das potências elétrica e mecânica
(de acionamento) e o calor rejeitado para o processo. Para o caso específico
desta Usina, em que procura-se manter o calor para o processo constante, a
variação deste índice está diretamente relacionada com a geração de energia
elétrica, daí sua representatividade para a análise;
• Eficiência de Geração Elétrica: definida como Wele / (mb x PCIb), não se constitui
num bom indicador pois despreza a parcela de calor rejeitado para o processo e
a parcela referente à potência de acionamento mecânico. É um parâmetro mais
aplicável a plantas de geração exclusiva de energia elétrica;
• Eficiência de Primeira Lei: = (Wele + Wmec + Qp) / Qa , onde Qp é o calor rejeitado
para o processo e Qa é o aporte de calor nas caldeiras, dado por Qa = mb x PCIb
+ mágua x (hágua na entrada das caldeiras - hágua(25ºC)). Este parâmetro corrige as falhas
do anterior mas não diferencia calor e trabalho; não deixa, porém, de ser um
simples e bom parâmetro de análise do aproveitamento do combustível pelo
sistema;
• Eficiência de Gasparovic: = (Wele + Wmec + Qp x (Wele + Wmec + Qp) / Qa) / Qa. De
certa forma, esta expressão atenua o problema da não diferenciação qualitativa
entre W e Q da expressão anterior;
• Eficiência de Segunda Lei: = (Wele + Wmec + Ep) / (mb x PCIb + Ee) , onde Ep é a
exergia do fluxo de vapor que vai para o processo e Ee é a exergia da água que
entra nas caldeiras. Fornece uma visão da utilização da disponibilidade existente
64
no combustível pelo sistema. É normal utilizar-se a exergia do combustível ao
invés do seu PCI, mas isto não foi possível neste trabalho, não caracterizando,
no entanto, erro ou não-validade da análise;
• Eficiência Racional: = (Wele + Wmec) / ∆Ev , onde ∆Ev é a variação de exergia do
vapor entre o estado de geração e o estado em que é levado para processo.
Basicamente, indica a eficiência exergética de produção de potência do sistema.
Há várias definições alternativas para esta eficiência, porém a definição acima foi
a escolhida (definida por KOTAS [5]).
Nas configurações adotadas, optou-se por efetuar o acionamento das bombas de
alimentação das caldeiras de VA através de turbinas de contrapressão com
alimentação em V21 e contrapressão em V1,5 (a exemplo de praticamente todas as
outras existentes na planta). Isto visa não alterar o perfil de consumo de energia
elétrica da planta, e pode-se para tanto aproveitar os TGs reservas existentes.
65
5.1 Sistema de Vapor da Central de Utilidades - Sit uação Atual e Alternativas 3
3 Os autores optaram, por questões de edição de texto, por suprimir a numeração das páginas de
resultados constantes deste item. A numeração segue normalmente no item 5.2.
66
5.2 Gaseificador - Turbina a Gás - Caldeira de Recu peração
67
68
69
70
5.3 Sistema de Secagem de Bagaço de Cana
71
72
73
74
75
76
6. Análise dos Resultados, Conclusões e Recomendaçõ es
6.1 Sistema de Vapor
Resumindo-se os resultados obtidos com as simulações aos principais parâmetros
de comparação, elaboramos um quadro com todas as alternativas e seus índices de
desempenho, que pode ser encontrado a seguir.
Observando-se este quadro (e, em detalhe, as folhas do item anterior), de imediato
nota-se a superioridade do desempenho das alternativas onde VA = 80 bar sobre
aquelas onde VA = 62 bar, confirmando que o aumento da pressão de geração do
vapor aumenta, sob todos os aspectos, a eficiência do ciclo.
Isto se deve não somente ao fato de se diminuirem as irreversibilidades pelo
aumento da temperatura em que o vapor é gerado (diminuição da diferença de
temperatura entre os gases de combustão e o vapor), como também pelo fato de se
trabalhar com equipamentos novos e de maior eficiência, ou seja, pela diminuição
das perdas para um mesmo processo.
O cômputo das irreversibilidades mostra claramente que os equipamentos
existentes (principalmente caldeiras de V21 e turbinas de acionamento de
equipamentos) são grandes fontes de perdas, e apresentam eficiência muito baixa
quando comparados aos equipamentos novos propostos, tanto no aspecto
energético como no exergético.
77
78
79
80
A conclusão desta colocação é a de que há muito a se ganhar mesmo que não se
altere a concepção do sistema atual, ou seja, mesmo que não se adote nenhuma
das configurações estudadas. Isto significa que a simples substituição dos
equipamentos existentes por equipamentos novos ou em melhores condições de
operação (melhor eficiência para um mesmo funcionamento) pode acarretar numa
já substancial melhora na geração de EE ou numa maior economia de bagaço.
Com respeito às alternativas, cabem aqui algumas considerações. Foram
analisadas configurações com geração de vapor total ou parcialmente em VA, de
modo que pôde-se averiguar o efeito de uma substituição parcial no sistema (para
efeito de investimento menor) ou mesmo a operação do sistema durante uma
substituição gradual dos equipamentos.
Em última análise, pode-se considerar o sistema como sendo capaz de gerar todo o
vapor em VA, mas mantendo algumas caldeiras de V21 para emergência, eventuais
manutenções em parte das caldeiras VA, etc. Pode-se ainda dizer que as
alternativas onde o vapor é parcialmente gerado em VA (alternativas PA) funcionam
como um ponto de operação em carga parcial para suas respectivas configurações
onde todo o vapor é gerado em VA (alternativas TO).
As alternativas PA (geração parcial em VA) procuraram manter só as caldeiras
existentes de maior eficiência em funcionamento. Mesmo assim, observa-se que
nas alternativas TO (geração total em VA) a geração de energia elétrica é superior
numa faixa que varia ente 70% a 130% acima de sua respectiva alternativa PA, o
que torna mais interessante, sob o ponto de vista energético, sua implantação.
Sob o aspecto do excedente de energia elétrica, a diferença é ainda maior, pois o
consumo da planta é fixo (praticamente), fazendo com que a diferença entre TO e
PA fique entre 105% a 270%. Pode-se notar que esta diferença percentual aumenta
para pequenos excedentes de energia elétrica, o que vai de encontro à lei dos
rendimentos decrescentes.
81
As alternativas CE (onde há extração de vapor do TG NOVO em V1,5) via de regra
produzem mais energia elétrica que suas correspondentes SE (sem extração do TG
NOVO em V1,5), mas no entanto a diferença percentual é muito pequena para
compensar a desativação dos TGs 1 e 2 e a aquisição de um turbogerador mais
sofisticado, com extração em V1,5. Além disso, o sistema perde em flexibilidade de
operação, a menos que os TGs 1 e 2 sejam mantidos como reserva para o caso de
manutenção do TG NOVO (ou falha deste), passando o sistema a operar como na
situação atual ou recebendo todo o vapor gerado em VA através da redutora VA-
V21 (o que representa grandes perdas, mas tratar-se-ia de operação em regime
especial).
Quanto à garantia de flexibilidade de operação (multiplicidade de alternativas para
produção de vapor e geração de energia), pode-se ainda optar por um sistema
baseado numa das configurações propostas mas que opere com dois
turbogeradores (cada um com metade da capacidade do especificado neste
trabalho) em paralelo ao invés de somente um. Isto conferiria a opção de se
trabalhar com um TG durante a manutenção do outro, evitando a parada do
sistema.
Ressaltamos que o mesmo se aplica a vários outros aspectos do sistema, que
também permitem a compartimentação de funções entre vários equipamentos
(caldeiras, desaeradores, bombas, etc.). Entretanto, o leque de opções passa a ser
infinito, e cada configuração pode ser estudada separadamente, constituindo-se em
mais uma alternativa ao sistema atual. Todavia, sendo o escopo deste trabalho
limitado a um número finito de configurações (não poderia ser de outra forma),
deixaremos de lado configurações alheias às simuladas. Por ocasião da realização
de um projeto efetivo de implantação de uma das configurações, seria, no entanto,
bastante interessante analisar o efeito de pequenas variações sobre o sistema - isto
é, escolhida a configuração ótima, passar-se-ia a procurar a sub-configuração ótima
dentro daquela configuração.
82
Este trabalho fica então caracterizado como um primeiro passo para a otimização
do sistema, que é o de fornecer instrumentos para a eleição da melhor alternativa
entre várias configurações discretas.
Prosseguindo com a análise dos resultados, observa-se que as alternativas CE
(extração em V1,5) apresentam menor fluxo pela redutora VA-V21 que as SE (sem
extração em V1,5) para a configuração CP (TG NOVO de contrapressão), enquanto
a configuração EC (TG NOVO de extração-condensação) praticamente elimina este
fluxo. Isto se deve a um excesso de vapor no sistema que não possui um caminho
pelo qual realize trabalho entre sua geração e sua utilização (que estão em níveis
diferentes de pressão), sendo obrigado a passar por uma redutora. A turbina de
condensação leva o fluxo de vapor excedente à condensação, eliminando o
problema.
A pressão de condensação foi determinada segundo a especificação da Eletrobrás -
Copersucar. Variações nesta pressão também dão margem para uma otimização
deste tipo de configuração.
A sobra de bagaço varia entre 1% e 5% do produzido, conforme a alternativa. Como
o vapor circulante no sistema é determinado prioritariamente pelo processo nas
fábricas de açúcar e álcool e, portanto, é fixo, qualquer excedente de vapor gerado
deve ser levado à condensação, razão pela qual havia uma limitação na geração de
vapor nas alternativas CP (TG NOVO de contrapressão).
A Central de Utilidades trabalha, no entanto, com um excedente de bagaço muito
baixo, o que torna a disponibilidade de geração de vapor excedente impossível nas
atuais condições. Por este motivo, todas as configurações EC (TG NOVO de
extração-condensação) adotaram o bagaço com umidade inferior (30% -
determinado pelos resultados das análises do sistema de secagem de bagaço, a
ser visto adiante), consequentemente maior PCI, para poder dispor de uma maior
geração de vapor.
83
As alternativas CP não consideraram a secagem, pelo problema do excesso de
vapor no sistema, como já visto. No entanto, é possível também realizar-se a
secagem do bagaço nestas configurações, pois pode-se alternativamente estocar o
bagaço excedente ou vendê-lo (pois o consumo de bagaço nas caldeiras, para uma
mesma geração de vapor e maior PCI será menor), há também a opção de gerar
vapor excedente e utilizá-lo num turbogerador de escape atmosférico (não
recomendado, entretanto) ou utilizar-se o vapor num turbogerador de contrapressão
que descarregue para a caixa de água de alimentação, diminuindo a reposição com
água de make-up (diminui as perdas e os gastos com tratamento de água).
O consumo de água de make-up, aliás, foi o que menos se alterou com a mudança
de uma configuração para outra. Ainda assim trata-se de um consumo elevado,
mas que não pode ser substancialmente alterado por estar atrelado às perdas de
vapor nos processos. Já as perdas de vapor nos coletores podem ser minimizadas
(bem como o vapor de flash pode ser reaproveitado), contribuindo para a
diminuição do consumo de água de make-up. Mesmo assim, por segurança, a
simulação considerou perdas de vapor nos coletores.
O aspecto do tratamento d’água acentua-se nas alternativas propostas, pois as
caldeiras e turbinas de alta pressão exigem maior pureza da água, implicando em
processos de tratamento mais sofisticados, precisos e confiáveis, acarretando
maiores custos de operação e de investimentos em equipamentos para este fim.
Quanto a equipamentos auxiliares, as alternativas EC implicam, além da aquisição
de turbogeradores mais sofisticados (e, portanto, caros) que os contrapressão e
destivação dos existentes (que estão em muito boas condições), na aquisição de
condensador(es), torre(s) de resfriamento, bomba(s) de água da(s) torre(s) de
resfriamento, bomba(s) de condensado, motor(es), etc. Como observa-se no quadro
comparativo, quanto maior a sofisticação da alternativa (passando de SE para CE,
de PA para TO) menor a vantagem percentual de geração de energia elétrica que a
configuração EC apresenta sobre sua equivalente CP, porém a relação de custos
entre ambas tende a manter quase que a mesma proporção.
84
Estas colocações levam à conclusão que as alternativas EC só levam vantagens
economicamente compensadoras sobre suas correspondentes CP para menores
taxas de produção de energia elétrica (EE), até cerca de 20 MW. (deve-se ainda ter
em mente que isto representa uma máquina de 11 MW para o caso CP e de 20 MW
para o caso EC).
Como 30% é a máxima umidade que se pode atingir na secagem do bagaço, a
configuração ECCETO80 dá uma boa idéia acerca do máximo potencial de geração
de energia elétrica da Usina, trabalhando isoladamente (só com o bagaço próprio).
Assim, temos que a máxima geração de EE beira os 48 MW, com um excedente de
cerca de 40 MW para venda. Esta configuração fornece ainda uma relação potência
/ calor de cerca de três vezes a atual.
Via de regra, todas as alternativas apresentam índices de desempenho superiores
aos atuais, mas cuja progressão decresce com o aumento da complexidade (o que
não acontece com os custos), o que torna muito interessantes, sob uma análise
ponderada entre rendimento energético, exergético e investimento, as
configurações que adotam sistemas com TG NOVO de contrapressão, sem
extração em V1,5 , com geração total ou parcial em VA.
Como observações gerais, pode-se colocar a conveniência de se passar a
admissão da turbobomba da destilaria de V15 para V21 (ou substituindo a turbina
pelo TG reserva, caso esta não possa sofrer tal adaptação), evitando a passagem
de tanto vapor pela redutora V21-V15. Um estudo para a redução das perdas de
vapor nos processos de fabricação de açúcar e álcool também poderia surtir efeitos
muito positivos sobre a eficiência do sistema.
85
6.2 Gaseificador - Turbina a Gás - Caldeira de Recu peração
A simulação mostrou que nenhuma das alternativas consegue suprir a demanda de
calor para processo, o que mostra que, com os processos de gaseificação atuais, é
inviável tecnicamente a utilização de turbinas a gás na Usina em questão (a menos
que se compre combustível para utilização na turbina, o que foge do âmbito do
presente trabalho e caracteriza uma preocupação exclusiva com o caráter de
geração de energia elétrica).
Conforme apontado por vários artigos técnicos, a utilização de uma turbina a gás
objetiva primordialmente a geração de EE, aproveitando o calor residual dos gases
de escape para a geração de vapor através de uma caldeira de recuperação. Com a
utilização de turbinas de baixo rp (por exemplo, rp = 4, vide item 5.2) consegue-se
uma relação Potência/Calor de até 0,5. As outras configurações tendem a aumentar
esta razão, que comercialmente costuma estar acima de 1. Entretanto, nenhum
modelo de turbina a gás consegue atender ao perfil da Usina, que possui uma
relação Potência/Calor atual de 0,09, chegando a um máximo de 0,26 na alternativa
de melhor desempenho, conforme visto no item anterior.
Conclui-se que, apesar de o processo de gaseificação ser altamente ineficiente
(perde-se boa parte do gás pela queima no gaseificador e o gás gerado tem PCI
muito baixo), mesmo se todo o bagaço fosse convertido em gás não haveria
máquina que satisfizesse a relação Potência/Calor, dado o consumo de calor para
processo da usina, sem a utilização de algum combustível complementar.
Mesmo que se diminuísse a temperatura de saída dos gases da caldeira de
recuperação até 100ºC não se obteria o calor (na forma de vapor) necessário para o
processo; e mais ainda, mesmo com a temperatura dos gases saindo da caldeira
em 300ºC não haveria disponibilidade nos mesmos para se secar o bagaço abaixo
de 15% de umidade (condição mínima necessária para a gaseificação), conforme
será visto no próximo item.
86
Pelo fato de o sistema com turbina a gás não atender, nem ao menos no aspecto
técnico, às necessidades da Usina, não foi efetuada uma análise de sua interação
com os demais elementos da Central de Utilidades, nem serão discutidos aqui
aspectos como investimento, tecnologia, treinamento de mão-de-obra ou
infraestrutura de apoio para aquisição e operação de tal sistema.
6.3 Sistema de Secagem de Bagaço de Cana
Um quadro comparativo entre os níveis de secagem, resultante das simulações
feitas, é apresentado a seguir:
Tabela 6.3.1 - Quadro Comparativo do Teor de Secage m do Bagaço
Umidade final do bagaço % bu 20 25 30 35 40
PCI final kJ/kg 13512 12514 11517 10520 9523
Água Evaporada t/h 79,45 71,00 61,34 50,21 37,21
Temperatura de Chama 4 ºC 1537 1500 1458 1412 1361
T gases - saída caldeira ºC 284 277 269 261 251
T gases - saída secador ºC 72 86 102 121 143
Fluxo de gases secos t/h 894,9 903,3 913,0 924,1 937,1
O excesso de ar utilizado nos cálculos foi de 35%. Uma redução neste excesso de
ar promoveria uma temperatura de chama certamente maior, otimizando a
secagem. Isto implicaria, no entanto, na verificação e otimização das condições de
combustão do bagaço dentro da fornalha. O bagaço mais seco apresenta outra
condição de movimentação e de mistura com o ar dentro da câmara de combustão,
um tempo de residência menor, temperatura de ignição menor e outros fatores que
devem ser levados em conta numa análise desse tipo.
O que se pode depreender da análise comparativa entre os diferentes teores de
umidade do bagaço na saída do secador (e, portanto, na entrada da caldeira) é a
4Temperatura de Chama Adiabática sem Dissociação, levando-se em conta o excesso de ar.
87
confirmação da relação diretamente proporcional entre tal teor e a temperatura de
saída dos gases do secador.
Além disso, como a temperatura de saída do bagaço é de 64ºC, pelo critério
anteriormente estabelecido fica claro que o gás não pode sair com uma temperatura
inferior a 94ºC, o que automaticamente inviabiliza a secagem a teores de 20 ou
25% de umidade do bagaço na saída.
Por este motivo justificam-se as afirmações anteriores, de se adotar 30% de
umidade na simulação das alternativas EC (30% é um patamar mínimo aceitável,
posto que a temperatura de saída dos gases de 102ºC também não é ideal, além
de haver margem para desvios) e de não se conseguir secar o bagaço abaixo de
15% (nem com temperatura de gases na saída da caldeira a 300ºC, vide tendência
dos valores do quadro acima).
Conforme colocado no item 4.6, pode-se perceber que, somando-se os valores das
linhas do quadro que indicam a quantidade de água evaporada no secador e o fluxo
de gases “secos” que entra no secador, chegar-se-á a um valor constante (974,3
t/h), o que confirma que o que muda é apenas o local onde a água do bagaço é
evaporada (fornalha ou secador).
O secador a ser implementado num processo de secagem como o equacionado
seria do tipo “flash dryer” ou secador em suspensão, que se utilizasse do transporte
pneumático das partículas de bagaço pelos gases de combustão para promover a
dinâmica de secagem.
Estimativas preliminares, baseando-se na granulometria das amostras de bagaço
recolhidas e na secagem de bagaço a 30% de umidade b.u., apontam para a
necessidade de uma velocidade de cerca de 15 m/s na torre do secador e de um
tempo de residência de cerca de 3 segundos (entre subida e descida).
Este tipo de secador necessitaria ainda de equipamentos como ventilador
(preferencialmente de exaustão, para manter a pressão no interior do secador
88
negativa e evitar a necessidade de se trabalhar a altas temperaturas - como 270ºC -
, o que encareceria o ventilador. Além disso, na saída do secador o volume dos
gases é menor, consumindo menos potência de acionamento), ciclones e filtros.
Não será abordada neste trabalho uma maior especificação técnica do secador e
seus equipamentos; o escopo da análise limita-se à verificação de sua conveniência
e viabilidade técnica. O projeto de um secador seria assunto para uma análise
complementar em separado.
Os demais tipos de secadores não são indicados para a aplicação em questão. O
secador rotativo é excessivamente caro, complexo e ocupa um espaço muito
grande, por se encontrar praticamente na horizontal; além disso, necessita de uma
grande estrutura de equipamentos auxiliares, como acionamento do cilindro, roscas
e esteiras transportadoras, elevadores de canecas, tubulações de gases,
ventiladores, etc.
Já o secador de esteira, de concepção e implementação mais simples, apresenta
sérios problemas de operação, vedação e eficiência, não apresentando o
desempenho esperado. Para secagem a maiores teores de umidade, no entanto,
passa a ser uma alternativa a se considerar.
89
6.4 Considerações Finais
O presente trabalho apresenta as principais linhas de atuação que devem ser
seguidas para a Otimização da Central de Utilidades da Usina Santa Cruz. Aqui
estão indicadas soluções cuja adoção é recomendável, dadas as premissas da
otimização proposta, e principalmente as soluções que não devem ser adotadas.
Os temas abordados aqui são de utilidade universal para a Usinas de Açúcar e
Álcool, no que se refere às metodologias de modelagem, enfoque e análises. Os
resultados e as conclusões aqui atingidos, no entanto, são aplicáveis somente à
Usina Santa Cruz, não podendo ser estendidos indiscriminadamente a outras
Usinas. Cada Central de Utilidades possui suas características peculiares e deve
merecer uma simulação própria.
Este estudo não inclui a elaboração de desenhos de lay-out de equipamentos ou
folhas de especificações dos mesmos. Seu caráter é apenas indicativo, procurando
caracterizar conceitos a serem adotados, indicando opções a serem estudadas com
maior profundidade.
Não foi levada a cabo uma análise econômica das alternativas propostas, segundo
pretendia-se na concepção inicial do trabalho, devido à dificuldade de se obter
orçamentos dos equipamentos modelados (devido a seu porte, vários são feitos sob
encomenda aos fabricantes, que só se dispõem a realizar um orçamento quando
entendem haver real possibilidade de compra por parte do interessado).
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7. Referências Bibliográficas
1. CESPEDES, J. F. P. & OLIVEIRA Jr, S. “Análise Exergética e Termoeconômica
da Cogeração no Setor Terciário” in Eletricidade Moderna, Dezembro de
1995.
2. DAUBERT, Thomas E. Chemical Engineering Thermodynamics. McGraw-Hill,
Cingapura, 1985.
3. IPT. Conservação de Energia na Indústria do Açúcar e do Álcool. Manual de
Recomendações, Coordenado por C. A. Camargo, Instituto de Pesquisas
Tecnológicas, São Paulo, 1990.
4. IRVINE Jr, T. F. & LILEY, P. E. Steam and Gas Tables with Computer Equations.
Academic Press, Inc., 1984.
5. KOTAS, T. J. The Exergy Method of Thermal Plant Analysis. Butterworths,
Londres, 1985.
6. PERRY, R. H. & GREEN, D. Perry’s Chemical Engineers’ Handbook. McGraw-
Hill, 6a ed., 1984.
7. STOECKER, W. F. Design of Thermal Systems. McGraw-Hill, 3a ed., 1989.
8. VAN WYLEN, G. J. & SONNTAG, R. E. Fundamentos da Termodinâmica
Clássica. Ed. Edgard Blücher, 3a ed., 1993.
9. VERTIOLA, S. R. & OLIVEIRA Jr., S. “Exergetic and Thermoeconomic Analysis
of the Steam Cycle of a Medium-Sized Sugar and Alcohol Mill” in ECOS’95
(Efficiency, Costs, Optimization, Simulation and Environmental Impact of
Energy Systems), Istambul, 11-15 de Julho de 1995.
91
10. WALTER, Arnaldo Cesar da Silva. Viabilidade e Perspectivas da Cogeração e
da Geração Termoelétrica Junto ao Setor Sucro-Alcooleiro. Tese de
Doutorado, UNICAMP, Novembro de 1994.
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8. ANEXOS
• Fluxograma 1 - Situação Atual
• Fluxograma 2 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Vapor de Contra-Pressão
• Fluxograma 3 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Vapor de Extração - Condensação
• Fluxograma 4 - Alternativa de Sistemas com Turbinas a Gás e Caldeiras de Recuperação