Tratamento de gases

Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 115
6- TECNOLOGIAS PARA O CONTROLE DE PARTICULADOS EM
CALDEIRAS A BAGAÇO: EXPERIÊNCIAS DE OPERAÇÃO
6.1- Multiciclones
Segundo Allan & Fitzgerald (1972) na indústria açucareira da África do Sul
predominava naquela época separadores do tipo multiciclone com células de
aproximadamente 300 mm de diâmetro. A eficiência de separação com os selos de
descarga em bom estado e sem fugas internas era de aproximadamente 70 %. Na
indústria Australiana o diâmetro das células varia na faixa de 152-250 mm (Ford, 1989).
Os separadores ciclônicos geralmente estão localizados antes dos ventiladores de
tiragem induzida. Isto permite evitar o intenso desgaste erosivo ocasionado pela ação da
cinza volátil nas pás dos mesmos. Assim, os separadores operam sob pressões
negativas, pois as imperfeições nos selos e uniões soldadas provocam infiltrações de ar
que afetam consideravelmente seu rendimento. Uma infiltração de ar de 5 % pode
duplicar a concentração de particulados à saída do separador (Ford, 1989). A extração
de 10-15 % do volume total de gás diretamente do silo de descarga do multiciclone
aumenta a eficiência do mesmo, pois diminui o fenômeno de "re-entrada" das partículas
mais finas de cinzas no fluxo de gás já limpo.
A Figura 6.1 mostra o esquema de um separador multiciclônico instalado numa
caldeira a bagaço (Suyoto e Mochtar, 1995). A concentração de particulados na saída
está na faixa de 400-500 mg/Nm3 para uma eficiência média de 94,6 % (com a extração
de 10 % do volume de gás diretamente do silo). Também têm tido aplicação industrial
separadores multiciclônicos com células tipo fluxo axial. Campanari (1995) com base
na experiência do Centro de Tecnologia da COPERSUCAR (Brasil) sustenta que a
densidade relativamente baixa da cinza e da fuligem do bagaço exigem um projeto
específico dos multiciclones de alta eficiência com velocidade de entrada de gás menor
que a aceitada nos projetos convencionais. A concentração de cinzas no gás à saída do
separador multiciclônico desenvolvido pela COPERSUCAR é de 450 mg/Nm
3
.
As Figuras 6.2 e 6.3 mostram a instalação de multiciclones para caldeiras
bagaceiras fabricada pela Equipalcool. O diâmetro de cada ciclone está entre 0,7-1,0 m
e a eficiência do multiciclone é de aproximadamente 80 %.
Atualmente os multiciclones são utilizados principalmente como uma etapa
preliminar ao precipitador eletrostático. A separação das partículas de maior diâmetro
antes do precipitador diminui a possibilidade de incêndio no mesmo.
6.2- Lavadores de gás
A Figura 6.4 mostra esquemas dos tipos de lavadores de gás mais utilizados na
indústria açucareira (Allan, 1981). Experiências realizadas na África do Sul permitiram
obter níveis de emissão de até 80 mg/Nm
3
. Uma área aberta de 23 % da bandeja com
orifícios de 12 mm garante uma alta eficiência de separação. Flood et al. (1974)
obtiveram nos testes realizados em vários lavadores de gás eficiências superiores a 97
%. Geralmente, os lavadores de gás e os precipitadores eletrostáticos constituem as
únicas tecnologias que permitem cumprir com os valores normalizados de emissões
limites permissíveis.

Figura 6.1- Separador multiciclônico instalado em caldeira para bagaço (Suyoto &
Mochtar, 1995).
Figura 6.2- Separador multiciclónico fabricado pela Equipalcool (Etapa de
montagem)

Figura 6.3 - Separador multiciclônico fabricado pela Equipalcool (Operação).
A Figura 6.5 mostra um esquema de um lavador de gás tipo torre de nebulização
desenvolvido pelo Centro de Tecnologia da COPERSUCAR no Brasil (Cardoso e
Macedo, 1982). Suas características principais são: queda de temperatura do gás ∆t =
140-160 oC, queda de pressão ∆p= 35-50 mm de coluna de H2O, relação líquido/gás
QL/QG = 2 L/m
3
e concentração de particulados à saída de 130 mg/Nm
3
(COPERSUCAR, 1993). Atualmente trabalham na redução da relação QL/QG
(Campanari, 1995). Este tipo de lavador de gás junto com o decantador para uma
caldeira de 120 t/h, tem um custo de US$ 270.103
. Já um sistema de multiciclones
COPERSUCAR custa US$ 120.103
(Campanari, 1997).
Os técnicos da COPERSUCAR propõem a criação de um circuito fechado para a
água dos lavadores de gás utilizando decantadores. Este sistema se caracteriza por uma
redução significativa do consumo de água. O tratamento da água inclui uma purga
periódica utilizada na fertirrigação. As Figuras 6.6 e 6.7 mostram o sistema lavador de
gases-decantador e os detalhes construtivos do decantador, respectivamente.
Assumindo uma concentração de cinzas nos gases de escape da caldeira de 5000
mg/Nm
3
a concentração final esperada com a instalação de diferentes sistemas de
limpeza de gás é a seguinte (Allan, 1981):
• Com separadores ciclônicos em duas etapas, uma velocidade de entrada do gás
relativamente baixa e uma queda de pressão de 50 mm de coluna de água - 630 mg/
Nm
3
;
• Com um separador ciclônico de máxima eficiência com extração de gás do silo de
descarga e uma queda de pressão de 100 mm de coluna de água - 300 mg/Nm
3
;
• Com um lavador de gás de uma etapa e uma queda de pressão de 125 mm de
coluna de água - 80-100 mg/Nm3.

a) b) c)
a) Lavador de bandeja perfurada irrigada,
b) Lavador de impulsor centrífugo fixo,
c) Lavador tipo Venturi de "garganta inundada".
Figura 6.4- Lavadores de gás mais utilizados na indústria açucareira (Allan, 1981).
Figura 6.5- Lavador de gás tipo torre de nebulização desenvolvido pelo Centro de
Tecnologia da COPERSUCAR (Cardoso & Macedo, 1982).

Figura 6.6- Sistema lavador de gás-decantador (COPERSUCAR, 1993).
V-1- Retentor de fuligem, V-2- Caixa de coleta de água, S-1- Separador de fuligem,
M-1- Moega, B-1- Bombas centrífugas, FCV- Válvula de controle de fluxo, L-1-
Indicador de nível, FE- Orifício de restrição, P1-1- Manovacuômetro, P1-2-
Manômetro.
Figura 6.7- Decantador para a água do lavador de gás (COPERSUCAR, 1993).

A Figura 6.8 ilustra as possíveis variantes tecnológicas para a separação de
particulados em caldeiras a bagaço. A disposição de um lavador de gás de bandeja
perfurada, em relação aos ventiladores de tiragem induzida, numa caldeira de 150 t/h
que queima bagaço e carvão é mostrada na Figura 6.9 ( Moor, 1985).
300 mg/Nm3
5000
mg/Nm3
a) Multiciclone
100 mg/Nm35000
mg/Nm3
b) Lavador
50 mg/Nm3
5000
mg/Nm3
c) Precipitador eletrostático
50 mg/Nm35000
mg/Nm3
d) Multiciclone + precipitador eletrostático
Figura 6.8- Variantes tecnológicas do processo de controle de particulados em
caldeiras a bagaço.

Um lavador de gás custa aproximadamente a metade de um precipitador
eletrostático. Se for adicionado o custo do sistema de tratamento de efluentes
(decantador, filtro de banda ao vácuo, bombas, etc) o custo é aproximadamente o
mesmo. Se o tratamento da água utilizada for realizado no solo (por irrigação) o lavador
de gás custará menos (Magásiner, 1996).
6.3- Precipitadores eletrostáticos
Na usina açucareira de Okeelanta perto de South Bay, na Flórida foi construída
uma planta de cogeração de 70 MW que entrou em operação comercial em 1995. O
controle de particulados é realizado por precipitadores eletrostáticos de três campos em
série, fabricados pela ABB Environmental Systems e projetados para uma emissão final
de 46 mg/kWh de particulados (McIlvaine, 1996). O precipitador utiliza coletores de
descarga tipo espiral e a eficiência com bagaço é de 99,21 % (ABB, 1994).
Nas caldeiras que queimam biomassa o alto conteúdo de coque nas cinzas faz
com que o risco de incêndio, com conseqüentes danos ao precipitador, seja grande. A
fim de controlar este fenômeno nos precipitadores de Okeelanta o projeto teve três
importantes modificações (McIlvaine, 1996):
• O ventilador de tiragem induzida foi localizado antes do precipitador, a fim de
assegurar que a unidade opere com pressão positiva, o que reduz o risco de
infiltrações de ar que pode propiciar a combustão;
• A remoção de cinzas dos silos é realizada de maneira contínua por meio de roscas
transportadoras, a fim de evitar a acumulação das mesmas;
• A frequência de acionamento dos martelos de limpeza foi aumentada a fim de
manter as placas coletoras livres de material potencialmente combustível.
Figura 6.9- Disposição de um lavador de gás de bandeja perfurada em relação aos
exaustores em uma caldeira de 150 t/h para bagaço e carvão (Moor,
1985).

As caldeiras desta planta de cogeração estão equipadas com sistemas de remoção
de óxidos de nitrogênio por redução não catalítica (injeção de NH3).
A Figura 6.10 mostra as dimensões externas de um filtro eletrostático num
projeto desenvolvido pela ABB do Brasil para uma caldeira de 80 t/h operando com
bagaço de cana. O custo do sistema oscila entre $ 1,3-1,6 106
em dependência da
existência ou não das facilidades de gruas para a elevação, assim como da experiência
do pessoal local (Gaioto, 1997).
A usina de açúcar de Bois-Rouge nas Ilhas Reunião possuem uma planta de
cogeração de 60 MW (duas unidades de 30 MW). O sistema de remoção de particulados
é constituído por um multiciclone, seguido de um precipitador eletrostático. Com uma
concentração de particulados de 3000 mg/Nm3
na saída da caldeira, este sistema permite
reduzir as emissões em até 100 mg/Nm3
quando a planta trabalha com bagaço, e até 50
mg/Nm3
quando trabalha com carvão mineral (Robert, 1994).
Nesta planta o precipitador eletrostático tem somente 2 campos, o que não
impede cumprir as normas de emissão (Magásiner, 1996). Segundo Grass & Jenkins
(1994) a quantidade de campos geradores define a eficiência de remoção, assim para
partículas de 1µm com 1 campo a eficiência é de aproximadamente 90 %, com dois, 97
% e com 3, ao redor de 99 %.
Figura 6.10- Dimensões externas de um precipitador eletrostático para uma
caldeira de 80 t/h operando com bagaço de cana (Cortesia da ABB
do Brasil).
Existe uma evidente relação entre a concentração de particulados na saída do
precipitador e a área específica de coletores (m2
de coletores / m3
/s de gás). A Figura
6.11 mostra esta dependência para o caso de uma caldeira de leito fluidizado que utiliza
biomassa como combustível (Gaiotto, 1997).
6.4- Filtros de mangas
Não existem referências em relação à utilização de filtros de mangas para o
controle de particulados em caldeiras a bagaço, por causa do perigo de incêndio. Estas

caldeira caracterizam-se pelo arraste de grande quantidade de partículas incandescentes
que podem constituir a causa de incêndios nos filtros. Especialistas da ABB do Brasil
consideram que com a implementação de sistemas de cogeração de grande capacidade
deve-se passar à combustão do bagaço em caldeiras de leito fluidizado, sistemas com
maior eficiência de combustão. Assim se excluiria o arraste de partículas
incandescentes, e seria factível a utilização de filtros de mangas. Este é o caso do Estado
da Califórnia nos Estados Unidos onde 20 % das caldeiras que queimam biomassa
utilizam filtros de mangas. A fim de diminuir os perigos de incêndios limita-se a
temperatura de operação (temperatura dos gases) a 290 o
C e a relação ar/pano a 0,01-
0,02 m/s.
Figura 6.11- Dependência entre as emissões depois de um precipitador eletrostático
e a área específica de coletores para o caso de uma caldeira de leito
fluidizado queimando biomassa (Gaiotto, 1997).
REFERÊNCIAS
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7- COGERAÇÃO, EFICIÊNCIA ENERGÉTICA E MEIO
AMBIENTE
7.1- Introdução
Quando se fala da poluição do ar na indústria sucroalcooleira pensa-se sempre
na emissão de particulados, óxidos de nitrogênio e outros poluentes, como a propósito
foi feito até aqui neste livro. Porém não podemos esquecer de outro problema de maior
gravidade como o efeito estufa, em cuja solução a indústria açucareira pode ter uma
contribuição importante como produtora de combustíveis líquidos e eletricidade de
origem renovável. Além disso a substituição de combustíveis e eletricidade de origem
fóssil por similares oriundos da cana-de-açúcar contribui para a redução líquida das
emissões de CO2 e outros poluentes. Assim o aspecto energético da cana-de-açúcar
além de ter uma importância econômica indiscutível, apresenta também vantagens
ambientais que devem ser consideradas. A fim de nos introduzir nesta problemática
analisemos primeiramente os aspectos tecnológicos e econômicos da geração de
eletricidade no setor sucroalcooleiro, prática conhecida como "cogeração". Num sentido
mais rigoroso o termo cogeração define a "produção" simultânea de calor e eletricidade
a partir de um mesmo combustível, com a utilização seqüencial do calor de escape, e
não somente a produção de excedentes de eletricidade a serem comercializados no
mercado.
Segundo dados de Herrera (1999), existem no mundo 70 países produtores de
cana-de-açúcar, com uma área plantada de 12,7 milhões de hectares. A geração de
eletricidade com tecnologias modernas e um índice de eletricidade excedente de 50
kWh por tonelada de cana representaria, para América Latina e o Caribe, cerca de 2,07
1010
kWh.
A cana-de-açúcar deve ser vista, de uma maneira integral como fonte de
alimentos humano e animal, energia, fertilizantes e alguns outros subprodutos. Esta é a
variedade agronômica de maior eficiência no processo de fotossíntese, utilizando 2-3 %
da radiação solar incidente na produção de biomassa vegetal (Braun, 1994). O conteúdo
global de energia nos resíduos da cana-de-açúcar (bagaço e palha) é de 7,7 EJ (Braun,
1994), sendo o consumo total de energia comercial no mundo de aproximadamente 330
EJ. A comparação do custo de energia de outros tipos de biomassa, tais como, o
eucalipto cujo valor é de US$ 2,2 por GJ como valor médio para o Brasil (Silva &
Horta, 1998) com o custo do bagaço e da palha de cana cujos valores oscilam entre US$
0,28-1,68 por GJ e US$ 0,95-2,21 por GJ, respectivamente (Braun, 1994), permite
classificar o bagaço como biomassa de baixo custo, tornando rentável a geração de
eletricidade com tecnologias de baixa eficiência durante a safra.
Os indicadores mais importantes da eficiência energética de uma usina de açúcar
são:
• Cvapor- Consumo específico de vapor no processo, expresso em kg de vapor
utilizados no processo de fabricação por cada tonelada de cana moída
(kg/tc). Outra forma de expressar o consumo específico de vapor é como
“porcentagem de vapor em cana”;
• Ig.bruto.- Índice específico de geração bruta de eletricidade, expresso em kWh de
eletricidade bruta, incluindo o consumo próprio da usina, por tonelada de
cana moída (kWh/tc);

• Ig.exc.- Índice específico de geração de eletricidade excedente, expresso em kWh
de eletricidade excedente (não é considerado o consumo próprio da
usina) por tonelada de cana moída (kWh/tc);
• Ig.v- Índice de geração de vapor- representa as quilogramas de vapor gerados
na caldeira por cada kg de bagaço utilizado como combustível (kg de
vapor/kg de bagaço).
Kinoshita (1999) propõe introduzir como índice "integral" para usinas de açúcar
cru a quantidade de energia líquida “gerada” por tonelada de fibra na cana. Neste caso
os componentes energéticos importados ou exportados da usina de açúcar (bagaço,
resíduos, vapor, combustíveis etc.) devem ser expressos em unidades equivalentes de
eletricidade. Como vantagens deste índice temos que considerar o consumo de
combustíveis ou de eletricidade importada, além das diferenças no teor de fibra entre
diferentes variedades de cana. No Brasil o teor de fibra na cana pode variar desde
valores de 12,5 até 22,9 %, correspondendo os maiores valores as chamadas variedades
de cana com alta biomassa (COPERSUCAR, 1999).
Uma usina de açúcar típica consome 550 kg de vapor por tonelada de cana
moída, gerando 20 kWh/tc de eletricidade. Nas usinas modernas estes indicadores são
de 350 kg/tc e 50 kWh/tc respectivamente. Em nível mundial esta eficiência significaria
uma geração excedente de eletricidade de 50 TWh (Kinoshita, 1991). Nas Ilhas do
Havaí e Maurício tem-se desenvolvido com sucesso programas para o acréscimo da
geração de eletricidade a partir da cana-de-açúcar. As usinas do Havaí geram, em
média, 60 kWh/tc, e algumas 100 kWh/tc ou mais. Isto foi conseguido pela
implementação de um programa de modernização que permitiu a operação das plantas
de cogeração nas usinas de açúcar com parâmetros de vapor de 50 bars e 400 o
C
(Kinoshita, 1991).
Aplicando a primeira e a segunda leis da termodinâmica a uma usina de açúcar,
fica claro que, a obtenção de altos índices de geração de eletricidade bruta é possível
com a redução do consumo de vapor no processo, e com a introdução de tecnologias de
geração de eletricidade de maior eficiência (Figura 7.1). Não podemos esquecer, neste
contexto, que a eficiência da geração de vapor expressa como o índice de geração de
vapor Ig.v. é também um parâmetro determinante (Figura 7.2).
Figura 7.1- Relação entre o índice de geração bruta de eletricidade Ig.bruto e o
consumo de vapor em processo Cvapor para diferentes tecnologias de
cogeração em usinas de açúcar.

Figura 7.2- Relação entre o índice de geração bruta de eletricidade , o consumo
específico de vapor e o índice de geração de vapor nas caldeiras.
A energia elétrica excedente gerada nas usinas de açúcar precisa ser vendida às
concessionárias e chegar ao consumidor final. Vários fatores têm incidido
negativamente na compra e comercialização da eletricidade gerada nas usinas pelas
concessionárias:
• Carência de políticas energéticas no passado que estimulem a geração
descentralizada de excedentes elétricos;
• Existência de um monopólio estatal no setor elétrico;
• Ausência de participação da iniciativa privada no mercado energético;
• Tarifas de venda de eletricidade excessivamente baixas não remunerando
adequadamente os autoprodutores;
• Falta de incentivos fiscais e financeiros para a geração independente de
eletricidade;
• Sazonalidade da colheita da cana-de-açúcar e dificuldades para garantir a geração
durante todo o ano.
Atualmente em vários países observa-se a tendência de incentivar a cogeração na
indústria açucareira. Tem se reportado estudos e avanços neste sentido no Brasil, Índia ,
Tailândia, Costa Rica, Jamaica, Guatemala, Honduras, etc. No Brasil existe a
expectativa de que sejam definidos preços competitivos para a venda de eletricidade às
concessionárias recentemente privatizadas. O governo do Estado de São Paulo aprovou
em setembro deste ano preços de compra da eletricidade gerada nas usinas de açúcar de
80 R$/MWh como uma medida para a reativação do Programa Brasileiro de Álcool
Combustível – PROÁLCOOL.

Esta perspectiva está levando à criação de “joint ventures” entre instituições
bancarias e usinas de açúcar com o objetivo de se investir no acréscimo da capacidade
de geração e de se entrar no mercado de eletricidade. Um exemplo é o acordo firmado
entre o Banco Bradesco e algumas usinas de açúcar. Outro projeto considera a
construção de uma termelétrica a bagaço, sendo o combustível fornecido por várias
usinas de açúcar.
7.2- Cogeração com tecnologias convencionais (ciclos de vapor).
Atualmente existem dois tipos de tecnologias comerciais para a cogeração em
usinas de açúcar: com turbinas de contrapressão e com turbinas de
condensação/extração. Vejamos o princípio de operação e as principais características
técnicas destes sistemas.
Instalações com turbinas de contrapressão.
É a tecnologia de geração de eletricidade mais difundida nas usinas de açúcar do
Brasil (Figura 7.3). Neste esquema a turbina de geração elétrica não possui condensador
e o vapor de exaustão é utilizado para suprir as necessidades de calor do processo, junto
ao vapor de exaustão das turbinas de acionamento mecânico de moendas, bombas e
outros equipamentos. A principal desvantagem deste sistema é a pouca flexibilidade em
relação a variação de carga (porquanto a potência elétrica fica determinada pelo
consumo de vapor em processo) e a limitação técnico-econômica em relação a
implementação de altos parâmetros de vapor.
Figura 7.3- Esquema do sistema de cogeração com turbina de contrapressão (TCP)
para uma usina de açúcar de 200 tc/h de capacidade.

Instalações com turbinas de condensação extração.
As turbinas de condensação/extração com altos parâmetros do vapor (Figura
7.4) permitem, além de um índice mais alto de geração de eletricidade excedente e
menores custos específicos, uma maior flexibilidade entre os processos de produção de
eletricidade e calor (Albert - Thenet, 1991). Nestes sistemas o vapor para as turbinas de
acionamento mecânico a 2,1 MPa e o vapor para processo a 0,15 MPa são obtidos a
partir de extrações na turbina. O vapor de exaustão vai para um condensador, o que
permite "separar" o fornecimento da carga térmica para processo da geração de
eletricidade. Ainda persiste a dúvida com relação ao custo da eletricidade e eficiência de
geração de eletricidade e calor, quando se utilizam combustíveis complementares
durante o período de entressafra.
Os esquemas das Figuras 7.3 e 7.4 correspondem a uma usina de 200 tc/h de
capacidade de moagem, sendo que os parâmetros de operação para as duas tecnologias
analisadas são apresentados na Tabela 7.1. A Tabela 7.2 apresenta os indicadores
técnico-econômicos mais importantes dos dois sistemas.
Figura 7.4- Esquema do sistema de cogeração com turbina de condensação com
duas extrações (TCE) para uma usina de açúcar de 200 tc/h de
capacidade.

Tabela 7.1- Parâmetros de operação dos sistemas de cogeração TCP e TCE.
Parâmetro Unidade
Turbina de
Contrapressão
TCP
Turbina de
Condensaçã
o
TCE
Pressão do vapor na saída da caldeira MPa 2,1 8,0
Temperatura do vapor na saída da caldeira o
C 300 450
Pressão do vapor na 1a
extração MPa - 2,1
Pressão do vapor na 2a
extração (pressão
de processo)
MPa 0,25 0,25
Pressão no condensador MPa - 0,02
Consumo de energia para acionamento
mecânico
kWh/tc 18 18
Consumo de eletricidade na usina kWh/tc 11 11
Consumo de vapor para processo kg/tc 520 500
Tabela 7.2- Indicadores técnico-econômicos dos sistemas de cogeração TCP e TCE
(com pressão do vapor de 8,0 MPa).
Índice de eletricidade
excedenteSistema de
cogeração
Potência
instalada
(MWe) kWh/t cana kWh/t açúcar
Investimento específico
(R$/kWe)
TCP 3,4 -0,35 -2,92 3911,88
TCE-80 17,2 68,53 571,05 1626,89
7.3- Cogeração com tecnologias avançadas (gaseificação de bagaço e
turbinas a gás)
Uma quantidade considerável de eletricidade poderia ser gerada utilizando-se
tecnologias avançadas de alta eficiência de conversão. Neste sentido a tecnologia
integrada de gaseificação e turbinas a gás (Biomass Integrated Gasifier Gas Turbine,
BIG/GT) é muito atrativa para sua implementação em usinas de açúcar com baixo
consumo de vapor. A tecnologia BIG/GT está em fase de testes em vários projetos na
Europa e nos Estados Unidos.
A Figura 7.5 mostra um esquema simplificado de um sistema tipo BIG/GT.
Neste sistema inclui-se um gaseificador de bagaço, equipamento que transforma o
bagaço num gás de baixo poder calorífico a partir do processo de conversão a alta
temperatura. Este gás combustível contém particulados, alcatrão, metais alcalinos e
outros compostos que poderiam afetar a operação da turbina a gás. Assim, antes da
introdução do gás combustível na câmara de combustão da turbina este precisa passar
por um filtro de limpeza. Os gases de exaustão da turbina a gás possuem uma
temperatura de aproximadamente 500 o
C, e ainda podem constituir uma fonte de calor
para a geração de vapor numa caldeira recuperativa, que poderia ser utilizado num ciclo
com turbina de vapor. Assim temos no ciclo combinado gás/vapor: uma seção superior
com um ciclo Brayton de turbina a gás (I), e uma seção inferior, que utiliza como fonte
o calor rejeitado pelo ciclo Brayton, constituído por um ciclo Rankine com turbina de
vapor (II). Esta característica de aproveitamento (conversão) do calor "em cascata" faz

com que este ciclo combinado tenha uma eficiência maior que os ciclos convencionais
de vapor. Na literatura técnica o esquema de ciclo combinado com gaseificação de
biomassa é chamado de ciclo BIG/CC.
Caso se precise vapor de processo, bastaria realizar uma extração da turbina de
vapor. Teríamos então um sistema BIG/GT com cogeração.
Durante a gaseificação o objetivo principal é a conversão da biomassa em um
gás combustível, através de sua oxidação parcial a temperaturas elevadas. Este gás,
conhecido como gás pobre ou producer gas, é um energético intermediário, e poderá ser
empregado mais adiante em outro processo de conversão, a fim de gerar calor ou
potência mecânica, adequando-se a sistemas em que a biomassa sólida não é possível de
ser utilizada. Basicamente o conteúdo médio dos compostos combustíveis no gás
resultante da biomassa é, para o CO entre 10 e 15%, para o H2 entre 15 e 20% e para o
CH4 entre 3 e 5%.
Figura 7.5- Esquema simplificado de um sistema BIG/GT.
Os gaseificadores de leito fluidizado são considerados mais convenientes para
aplicações em sistemas BIG/GT, devido a sua alta flexibilidade em relação ao
combustível (permitem utilizar combustíveis de baixa densidade com granulometria
fina, como é o caso da maioria dos resíduos agroindustriais), e pela facilidade de se
utilizar dados obtidos em instalações piloto para o projeto de equipamentos em escala
industrial. Os sistemas pressurizados permitem dispor de instalações mais compactas,
ainda que o sistema de alimentação da biomassa seja mais complicado. Segundo a
empresa Studsvik, as vantagens da alta pressão são mais evidentes para instalações de
potência 50-80 MWe (Blackadder et al., 1993).
Na atualidade, estão em fase demonstrativa vários sistemas de gaseificação em
leito fluidizado para aplicações em grande escala ( esquematizados nas Figuras 7.6 a
7.9). A Tabela 7.3 mostra um resumo dos parâmetros de operação e eficiência destes
sistemas e de outros projetos relacionados com a gaseificação de biomassa em leito
fluidizado.
Turbina de
vapor
Compressor
Filtro para a limpeza de gases
Condensador
Caldeira
recuperativa
Turbina a gás
Câmara de combustão
CICLO
BRAYTON
Biomassa
Gaseificador
CICLO
RANKINE
I
II
Processo
Tecnológico

Descrição dos sistemas modernos de gaseificação em leito fluidizado:
• Gaseificador atmosférico da TPS (Figura 7.6) Este sistema foi selecionado para o
Projeto SIGAME, uma planta de ciclo combinado de 30 MW de potência que se
constroi no Estado da Bahia, no Brasil. O combustível a ser utilizado é madeira de
plantações de eucalipto. Como aspecto distinto deste sistema temos o reator de
craqueamento do alcatrão presente nos gases com dolomita. A empresa Lurgi tem
desenvolvido um sistema semelhante.
• Gaseificador de leito fluidizado circulante pressurizado da Alhstrom/Bioflow
(Figura 7.7). É o sistema utilizado na planta de Varnamo, na Suécia.
• Gaseificador de leito borbulhante pressurizado do Institute of Gas Technology –
IGT, com o nome comercial de RENUGAS.(Figura 7.8) Este tipo de gaseificador
está sendo avaliado em um projeto nas Ilhas do Havaí, utilizando bagaço de cana
como combustível. A empresa Enviropower tem comprado esta tecnologia.
• Gaseificador atmosférico de aquecimento indireto dos Laboratórios Battelle
Columbus (Figura 7.9). Está sendo utilizado no projeto Vermont, em Burlington.
Apresenta como vantagem a obtenção de um gás de maior poder calorífico (como
agente de gaseificação utiliza-se vapor, o que evita o efeito de diluição do
nitrogênio do ar). Esta particularidade permite operar uma turbina a gás
convencional sem grandes modificações construtivas.
Figura 7.6- Gaseificador de biomassa da TPS.

Figura 7.7- Gaseificador de biomassa desenvolvido pela Alhstrom (Bioflow).
Figura 7.8- Gaseificador de biomassa do IGT – RENUGAS.

Figura 7.9- Gaseificador de biomassa dos Laboratórios Battelle Columbus.
Tabela 7.3- Parâmetros de operação e eficiência em projetos demonstrativos de
gaseificação de biomassa em leito fluidizado circulante.
Cap.
Pressão
de
operação
Temp.
do leito
PCI
gás
Eficiência
do
gaseificador
Empresa
Agente de
gaseificação
MWt MPa o
C MJ/Nm3
%
Alhstrom/
Bioflow
ar 18 2,40 950-1000 5,00 82-83
TPS ar 65 0,18 - - 43
Lurgi ar 16 0,10 800 - -
Studsvik1
ar 20 - 800-900 7,0 - 8,5 94-96
IGT/
RENUGAS2 ar + vapor 20 2,07 830 4,3 - 4,8 -
BCL3
vapor 40 0,17 - 13,2 -
Omnifuel4
ar 23 0,1 760 4,99 -
1. Foram gaseificados pellets de lixo.
2. A relação vapor/biomassa - 0,32.
3. A relação vapor/biomassa- 0,45.
4. O gaseificador da Omnifuel é de leito fluidizado convencional.
Atualmente, na Europa e nos Estados Unidos, estão em construção várias plantas
demonstrativas, durante a operação das quais pensa-se em resolver os problemas de
operação ainda existentes. Os parâmetros principais, equipamentos utilizados, custos e
etapa de realização destes projetos são apresentados nas Tabelas 7.4 e 7.5 (Benackers &
Maniatis, 1996). Na ausência de parâmetros reais de operação de plantas BIG/GT a
escala industrial tem-se trabalhado muito na modelagem destes sistemas, utilizando as
tecnologias de gaseificação, limpeza de gás e turbinas, já disponíveis.

Tabela 7.4- Projetos BIG / GT da Comunidade Européia (Beenackers &
Maniatis,1996).
Dados Unidades Projetos
Nome e
localização
-
ARBRE,
Aire Valley,
Grã-Bretanha
BYOCICLE,
TBD,
Dinamarca
ENERGY
FARM, Di
Cascina, Itália
BIOFLOW,
Varnamo,
Suécia
Tipos de
biomassa
- madeira
madeira e
sorgo
madeira e
sorgo
resíduos de
madeira
Gaseificador -
TPS-
atmosférico
circulante
Carbona OY-
Leito
fluidizado
pressurizado
Lurgi- Leito
fluidizado
circulante
atmosférico
Alhstrom -
Leito
fluidizado
pressurizado
Parâmetros de
operação
(gaseificador)
o
C/atm 850-900/1,5 850-950/22 800/1,4 950-1.000/22
Turbina a gás EGT/Typhoon EGT/Typhoon EGT/Typhoon EGT/Typhoon
Potência elétrica MWe 8,0 7,2 11,9 6,3
Eficiência de
geração de
eletricidade
% 30,6 39,9 33,0 32,0
Tabela 7.5- Projetos BIG/GT nos Estados Unidos (Beenackers & Maniatis, 1996).
Dados Unidades Projetos
Nome e localização - BGF, Havaí Vermont, Burlington
Tipos de biomassa - Bagaço de cana Madeira
Gaseificador -
IGT- Renugas, leito
fluidizado pressurizado
BCL- Atmosférico de
aquecimento indireto
Potência elétrica MWe 5,0 15,0
Eficiência de geração de
eletricidade
% 30-35 -
Em julho de 1991 foi iniciado no Brasil o projeto Wood Biomass
Project/Sistema Integrado de Gaseificação de Madeira para a Produção de Eletricidade
(WBP / SIGAME), com o objetivo de demostrar a viabilidade da geração comercial de
eletricidade a partir da madeira (eucalipto), com a tecnologia BIG/GT, empregando uma
turbina a gás GE (LM 2500) e gaseificador com leito fluidizado da TPS, comentado
anteriormente. Este projeto é financiado pelo Global Environmental Fund (GEF) do
Banco Mundial, e a capacidade prevista da planta é de 32 MW, com uma eficiência de
43 % (calculada com base no poder calorífico inferior). Atualmente tal unidade está em
fase de implantação, e suas características principais estão apresentadas na Tabela 7.6
(Carpentieri, 1997).

Tabela 7.6- Dados principais do projeto WBP-SIGAME
Dados Valor
Capacidade 32 MW
Eficiência 43%
Consumo de combustível 0,75 t/MWh
Investimento específico 2.560 US$/kW
Investimento total US$ 110 milhões
Término de montagem 2002
Operação em demonstração até 2005
A tecnologia BIG/GT não tem sido implementada ainda em usinas de açúcar.
Várias simulações tem sido realizadas por diferentes autores, e na Austrália e no Brasil
cogita-se a construção de uma planta piloto de 3-5 MWe de potência a fim de aproximar
a chegada desta tecnologia ao seu estágio comercial. Um avanço interessante foi a
realização de testes de gaseificação de bagaço pela TPS como parte do projeto
"BRA/96/G31 Geração de Energia por biomassa: bagaço de cana e resíduos" que está
sendo desenvolvido pelo Centro de Tecnologia COPERSUCAR.
Hobson & Dixon (1998) realizaram um estudo sobre a possibilidade de
implementar sistemas BIG/GT nas condições das usinas de açúcar australianas. O
esquema térmico analisado é mostrado na Figura 7.10. As conclusões principais da
modelagem foram:
• Para um consumo específico de vapor de 520 kg/tc (52 % de vapor em cana) a
energia dos gases de escape da turbina não é suficiente para gerar o vapor de
processo. Para este nível de consumo de vapor 70 % do bagaço deve ser desviado
do gaseificador e alimentado diretamente nos geradores de vapor;
• A redução do consumo de vapor de 520 kg/tc a 400 kg/tc, aumenta a potência
disponível do sistema BIG/GT de 88 a 148 MW. Uma redução adicional no
consumo de vapor até 320 kg/tc conduz ao acréscimo moderado da potência até 153
MW. Na mesma faixa de valores analisados, um sistema de vapor convencional
aumenta a potência disponível desde 37 até 43 MW (Figura 7.11);
• A eficiência de geração anual utilizando a tecnologia BIG/GT com a recuperação
da palha de cana (37 %) é quase 4 vezes maior que com a melhor tecnologia
atualmente disponível.
Turn (1998) apresenta os resultados de um estudo considerando a inplementação
de um sistema BIG/GT na usina de açúcar Okelele Sugar Company em Havaí, com uma
capacidade de moAGEM de 120 tc/h e um consumo de vapor de 420 kg/tc. A potência
líquida da turbina de gás é de 18,8 MWe, correspondendo 4,5 MWe ao ciclo de vapor
de 41 bar de pressão. No período de entressafra o sistema BIG/GT opera como uma
central termelétrica de 25,4 MWe e 28,5 % de eficiência utilizando um combustível
auxiliar.
Outro estudo considera a utilização de turbinas a gás com injeção de vapor (tipo
Steam Injected Gas Turbine, STIG) e foi realizado utilizando dados técnicos da usina de
açúcar Monimusk localizada na Jamaica (Larson et al., 1987). Como resultado obteve-
se um potencial de geração de eletricidade excedente de 220 kWh/tc com uma redução
no consumo de vapor no processo de até 300 kg/tc.

Um interessante estudo comparativo com diferentes opções de cogeração para a
indústria açucareira foi realizado por Walter (1996).
Figura 7.10- Esquema de um sistema BIG/GT acoplado ao esquema térmico de
uma usina de açúcar (Hobson e Dixon, 1998).
Figura 7.11- Resultados da simulação da implementação de um sistema BIG/GT
numa usina Australiana de 600 tc/h de capacidade (Hobson & Dixon,
1998).

7.4-Consumo de vapor no processo
Tanto no caso de turbinas de condensação/extração como no de sistemas
avançados BIG/GT é importante reduzir o consumo de vapor no processo de fabricação,
a fim de gerar mais eletricidade. No caso do sistema BIG/GT esta é uma condição
necessária, pois caracteriza-se por uma pequena produção de vapor.
Sendo que o consumo de vapor influi, consideravelmente, sobre o índice de
geração excedente, é importante conhecer quais são os valores mínimos possíveis de
atingir utilizando diferentes tecnologias e qual é o investimento correspondente.
Geralmente, a proposta de tecnologia de alta eficiência inclui um sistema de evaporação
com cinco ou seis estágios (efeitos), aquecedores de caldo por condensado ou
regenerativos, substituição parcial ou total dos evaporadores convencionais por
evaporadores de película descendente (Figura 7.12), tachos contínuos (Figura 7.13) e
outras tecnologias de alta eficiência energética. A Tabela 7.7 resume os resultados de
algumas publicações sobre esta temática. Observa-se que o menor valor de consumo de
vapor obtido foi de 258 kg de vapor/tc. Com relação aos custos da redução do consumo
de vapor um estudo realizado pelo Centro de Tecnologia COPERSUCAR para uma
usina de 300 tc/h mostra um valor de US$ 3,5 106
para atingir 340 kg vapor/tc e de US$
7 106
para 280 kg vapor/tc.
7.5- Cogeração e diversificação
A cogeração é um componente importante em qualquer programa de
diversificação produtiva na indústria sucroalcooleira. Estes programas podem incluir
também a produção de alimento animal, compensados, furfural e outros subprodutos.
Na Figura 7.14 destaca-se a importância econômica da implementação de
tecnologias avançadas de cogeração no setor açucareiro. Observa-se, porém, que para a
capacidade de moenda considerada durante os cálculos, não se tem uma vantagem
substancial quando se passa de 4,2 a 6,0 e 8,0 MPa de pressão de operação das
caldeiras. Considerando o investimento realizado e as quantidades de eletricidade
excedentes, a variante com 6,0 MPa de pressão resulta ser a mais conveniente.
Figura 7.12- Esquema de um evaporador de película descendente (Bhagat, 1996).

Figura 7.13- Esquema de um tacho contínuo (Jourmet, 1997).
Tabela 7.7– Valores mínimos do consumo de vapor em processo na indústria de
açúcar e álcool obtidos como resultado da modelagem de diferentes
variantes de sistemas de alta eficiência.
Consumo
de vapor
kg/tc
Comentários sobre a tecnologia e parâmetros assumidos
nos cálculos.
Referências
295
Evaporador de 6 efeitos, usina totalmente eletrificada,
pressão de 80 bar e turbina de extração/condensação.
Chang et al.,
1999
270
Quíntuplo efeito com dois evaporadores de película
descendente (4o
e 5o
estágios), parâmetros do vapor 8,5 MPa
e 525 o
C, acionamento das moendas com vapor.
Wunch &
Arram-
Waganoff,
1999
258
Quíntuplo efeito com evaporadores de película descendente,
aquecedores de caldo por condensado e tacho contínuos.
Cálculos realizados em base da usina de açúcar Monimusk na
Jamaica, 175 tc/h.
Ogden et al.,
1990
280
Usina de açúcar com destilaria anexa. Quíntuplo efeito.
Extração de vapor do 1o
, 2o
, 3o
e 4o
efeitos para o
aquecimento do caldo. Trocadores de calor regenerativos
caldo/vinhaça e caldo/caldo. Agitação mecânica nos tachos.
Tecnologia Flystel e peneiras moleculares na destilaria.
Extração de vapor desde o 5o
efeito para os tacho.
CTC, 1998

TCE-40, TCE-60 e TCE-80 – Turbinas de condensação/extração com pressão do vapor
de 4,0, 6,0 e 8,0 MPa respectivamente.
Figura 7.14 - Lucro bruto e líquido por tonelada de cana moída para diferentes
tecnologias de cogeração e um preço de venda da eletricidade de
44,9 US$/MWh.
Um aspecto interessante é o significado econômico da implementação de
tecnologias mais eficientes. Assim com a tecnologia BIG/GT, que se caracteriza por um
custo de investimento maior, e portanto, por um custo maior de geração da eletricidade
(referindo-se as toneladas de cana moída), pode-se obter um lucro líquido maior.
A Figura 7.15 mostra os componentes do lucro líquido específico (por tonelada
de cana moída) para uma usina não diversificada, isto é, que produz só açúcar e álcool e
para duas variantes de diversificação com diferentes tecnologias de cogeração. Estes
dados foram obtidos com base em uma usina de 150 tc/hora operando nas condições do
Brasil. Os lucros líquidos específicos correspondentes a engorda de gado e ao álcool são
pequenos se comparados com aqueles correspondentes ao açúcar e melaço. Já os lucros
da venda de eletricidade excedente são consideráveis (Figura 7.15). No entanto, deve-se
salientar que para a alternativa com turbina de extração/condensação, ainda com altos
parâmetros de vapor, o açúcar continua sendo o produto que proporciona maiores
lucros. Na alternativa de diversificação com a implementação de um sistema BIG/GT,
devido às características do mesmo de gerar grandes excedentes de eletricidade, esse
produto passa a ter o maior peso na distribuição do lucro específico.
Observa-se que para o contexto analisado, a diversificação poderia chegar a
duplicar o lucro líquido específico, aumentando a atratividade do negócio e oferecendo
enormes vantagens sociais e ambientais.
Para realizar os cálculos que geraram as Figura 7.15 considerou-se o seguinte:
• O peso inicial médio do novilho “Nelore” para engorda em confinamento é de 300
kg;
0
2
4
6
8
10
12
14
16
TCP TCE - 40 TCE - 60 TCE - 80 BIG GT
LucroBruto,US$/tc
Custo de Geração, US$/tc Lucro Líquido, US$/tc

• No Brasil o período da seca, caracterizado pela escassez de grãos e forragens,
coincide com o período de safra, o que possibilita a instalação de um "BOITEL"
(alojamento temporário para o gado) dentro da própria usina, onde o gado é
confinado por um período pagando uma diária por novilho até que estejam prontos
para o abate, depois de 5 meses aproximadamente;
• A ração utilizada para a engorda está composta por 18,83 % de bagaço hidrolizado,
5,19 % de levedura torula e 2,59 % de melaço, que possui também 61,13 % de
silagem de milho, 6,89 % de polpa cítrica peletizada, 4,82 % de farelo de soja e 0,55
% de calcáreo calcítico.
0
2
4
6
8
10
12
Não diversificado TCP Diversificado TEC - 2 Diversificado BIG GT
Lucrototal,US$/tc
Lucro líquido pelo engorde do gado bovino
Lucro líquido pela venda de álcool
Lucro líquido pela venda de açúcar e melaço
Lucro líquido pela venda de eletricidade
Figura 7.15 - Lucro líquido total e por produtos para uma usina de 150 tc/h de
capacidade sem a diversificação e assumindo que a diversificação
foi implementada.
7.6 O problema do combustível auxiliar para a entressafra
Existem várias opções para o fornecimento de combustível auxiliar no período
de entressafra, algumas já aplicadas em alguns países e outras em etapa de estudo. Em
geral as possíveis variantes são:
• Os resíduos agrícolas de cana, que incluem as folhas e pontas, além da palha;
• O carvão mineral;
• O gás natural;
• A madeira de florestas energéticas.
A opção do carvão mineral é aplicada nas Ilhas Maurício e na África do Sul,
onde se desenvolveu a tecnologia para a queima alternada de bagaço e carvão mineral
nas caldeiras. A possibilidade de se utilizar a madeira de eucalipto proveniente de

florestas energéticas, como combustível em usinas de açúcar na época de entressafra, foi
analisada por Van den Broek & Van Wijk (1997) para as condições típicas da
Nicarágua. Estes autores fazem uma análise técnico-econômica comparando a madeira
de eucalipto e o Diesel para geração de energia elétrica. Para um custo energético do
eucalipto de US$ 1,3 por GJ, o custo de geração resulta em US$ 0,04 por kWh, ou seja
US$ 0,015 por kWh menor que o custo ao se utilizar o diesel.
Com relação ao resíduos agrícolas da cana torna-se necessário apontar alguns
aspectos:
Quantidade disponível:
De acordo com COPERSUCAR (1999), para cada tonelada de cana colhida
manualmente, 0,14 toneladas (Base seca) de pontas e folhas ficam no campo. As folhas
exercem um papel importante na manutenção da umidade e fertilidade do solo. Como
resultado de experiências realizadas em Porto Rico, determinou-se que 30 a 50% da
palha é suficiente para conservar a fertilidade do solo. Por outro lado considera-se que
50% da palha é suficiente para manter a geração elétrica fora de safra em uma usina
moderna. As quantidades de palha coletada nos testes realizados em diferentes países
foram (USAID, 1989):
• República Dominicana - 12,0 t/ha;
• Costa Rica - 11,0 t/ha;
• Tailândia - 13,6 t/ha;
• Filipinas - 10,0 t/ha;
• Cuba - 4,0 a 7,0 t/ha em base seca (Aguilar et al., 1996).
• Brasil –14,4 t/ha, equivalente a 140 kg de resíduo seco por tonelada de cana
(COPERSUCAR, 1999).
Características técnicas da palha de cana e de suas cinzas:
A Tabela 7.8 apresenta as características técnicas da palha de cana-de-açúcar
(poder calorífico inferior, umidade e conteúdo de cinzas) segundo diferentes autores.
Tabela 7.8- Características técnicas da palha e do bagaço de cana.
Poder calorífico inferior
(PCI - base seca), MJ/t
Umidade
Conteúdo
de cinzas
Referências
1 15,62 7,80 – 30,38** 9,40 Alvarez et al. (1986)
2 12,48 25,30 7,00 Aguilar et al. (1996)
3 15,88 - 7,20 Arias et al. (1992)
4 15,86 - 13,20 Armas & Rubio (1990)
5* 14,80 50,00 6,00 Magasiner (1996)
*- Dados do bagaço de cana para comparação;
**- 30,38 é o conteúdo de umidade inicial, a partir do quinto corte a umidade
mantém-se mais ou menos constante em torno de 7,8 %.
Na Tabela 7.9, tem-se a composição química das cinzas da palha de cana e, para
comparação, são mostrados, também, os dados correspondentes à cinza do bagaço da
cana.

Tabela 7.9- Composição química das cinzas da palha e cana-de-açúcar (Arias et al.,
1992)
Componentes químicos da cinza
Combustível SiO2 Al2O3 CaO MgO Fe2O3 K2O Na2O P2O5 SO3
Palha de cana 64,71 4,21 13,77 6,22 1,37 6,87 1,00 0,27 0,01
Bagaço 67,52 3,50 7,60 3,50 8,95 3,75 2,17 1,70 0,03
Custo de colheita e enfardamento (USAID, 1989):
• República Dominicana (Usina Romana) - US$ 7.10 por tonelada;
• Filipinas - US$ 18.00 por tonelada;
• Jamaica (Usina Monymusk) - US$ 8.47-10.44 por tonelada;
• Costa Rica (Usina El Viejo) - US$ 11.80 por tonelada;
• Tailândia (Usina Nong Yai) - US$ 16.00 por tonelada.
O custo neste caso depende consideravelmente da quantidade total de palha
coletada, sendo menor quanto maior for a mesma.
Os indicadores técnico-econômicos de diferentes sistemas de cogeração e o
custo de geração nos períodos de safra e de entressafra são apresentados na Tabela 7.10.
Não foi assumido um custo “zero” para o bagaço, ele foi realmente considerado um
resíduo de baixo custo (R$ 5 por tonelada), o que fica mais perto da realidade. Além
disso, para o período de entressafra, não se determinou o custo da eletricidade gerada
com combustíveis auxiliares para o sistema TCP pois não existem consumidores de
calor e, desta forma, não justificaria gerar energia elétrica por este sistema. Este é o fato
da baixa flexibilidade dos sistemas TCP, descrito anteriormente.
A disponibilidade de gás natural no Estado de São Paulo permite considerar a
possibilidade de utilização deste combustível na época de entressafra. A faixa de
variação de preços dos combustíveis foi determinada a partir de dados obtidos na
literatura, a fim de realizar um estudo de sensibilidade O carvão mineral não foi
considerado tendo em vista problemas ambientais (grandes emissões de SO2,
particulados, etc.).
Finalmente para a avaliação técnico-econômica dos sistemas de cogeração
operando na entressafra foram selecionados como combustíveis complementares a palha
de cana, o eucalipto e o gás natural. Os resultados da Tabela 7.10 mostram que o
eucalipto cultivado e a palha são os combustíveis complementares com menores custos
de geração. O gás natural constitui uma opção confiável, considerando os investimentos
atuais e sua utilização em grande escala. O custos atuais do eucalipto comprado
inviabilizam seu uso como combustível complementar em sistemas com turbinas de
condensação. A Figura 7.16 mostra os custos de geração para três valores de preço dos
combustíveis complementares e a 7.17 o valor do custo de geração considerando os
preços médios atuais de cada combustível no mercado.

Tabela 7.10- Custos de geração de eletricidade e calor dos sistemas de cogeração
para os períodos de safra e entressafra. O preço do combustível está
expressado em R$/t e o custo de geração em 10-3
R$/kWh.
Custo de geração período de entressafra
Sistema de
cogeração
Custo
em
safra
Preço palha
Preço
eucalipto
comprado
Preço
eucalipto
cultivado
Preço gás
natural
25,2 36,0 46,8 26,9 47,6 62,1 18,6 26,8 35,2 119 171 221
TCP 141,0 - - - - - - - - - - - -
TCE-80 47,0 44,4 51,5 57,7 51,7 67,3 77,4 44,0 50,6 56,9 50,6 59,9 69,2
Custo de Eletricidade Gerada
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
Bagaço Palha de cana Eucalipto* Eucalipto** Gás Natural
R$/KWh
*Comprada ** Cultivada
Figura 7.16- Custos da eletricidade gerada pelo sistema com turbina de
condensação/extração no período de safra e de entressafra para
três preços comerciais de cada um dos combustíveis.
7.7- Critérios de eficiência em sistemas de cogeração.
Para o cálculo da eficiência de cogeração propõem-se diferentes expressões na
literatura (Horlock, 1997), que pretendem considerar a eficiência “integral” de geração
de eletricidade e calor, segundo diferentes critérios de avaliação destes produtos:
Fator de utilização de energia (FUE)
F
QW
FUE u+
= (7.1)

Eficiência térmica artificial (ηA)
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
η
−
=η
cald
u
Q
F
W
A
(7.2)
Custo da eletricidade Gerada
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
Bagaço Palha Eucalipto* Eucalipto** Gás Natural
Safra F.S F.S F.S F.S.
R$/KWh
* Comprado ** Cultivado
Figura 7.17- Custo da eletricidade gerada pelo sistema com turbina de
condensação no período de safra e na entressafra para os preços de
mercado dos diferentes combustíveis.
Taxa de economia da energia do combustível (FESR)
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
η
−⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
η
=
0,35
WQ
F
0,35
WQ
FESR
cald
u
cald
u
(7.3)
Eficiência exergética (ηE)
F
EW H
E
+
=η (7.4)
Eficiência de cogeração (ηCG)
F
)E(QEW HuH
CG
−⋅φ++
=η (7.5)
W- potência mecânica total, (kW);
Qu- potência térmica, (kW);
ηcald- eficiência da caldeira;
F- potência do combustível, (kW);
EH- taxa de exergia do calor, (kW);
φ - constante, valor entre 0 e 1.

Os dois primeiros critérios são convencionais e não introduzem diferenças
qualitativas entre a potência e o calor. Considera-se que a taxa de economia de energia
do combustível é um dos melhores indicadores baseados na primeira lei, pois determina
a economia de combustível inerente a cogeração, em comparação com a geração
convencional de calor e energia por separado. Os critérios 4 e 5 utilizam-se do conceito
de exergia para destacar a diferença de “qualidade“ do trabalho e do calor, sendo
portanto uma medida mais real da eficiência do processo de cogeração.
Os resultados dos cálculos das eficiências dos sistemas de cogeração
considerados, segundo os critérios mostrados acima, são apresentados na Tabela 7.11.
De acordo com todos os critérios, com a exeção do FUE, o sistema TCE-80 apresenta
uma maior eficiência. É notável o fato de que para este sistema a taxa de economia de
combustível FESR é muito maior, assim como a eficiência artificial.
Tabela 7.11- Eficiência dos sistemas de cogeração segundo diferentes critérios
(Carpio, et al., 1999).
Eficiência, %
Sistemas de cogeração
FUE FESR ηA ηE ηCG
TCP 73,0 3,0 42,0 22,0 28,0
TCE-80 67,0 9,0 45,0 28,0 33,0
7.8- Cogeração e meio ambiente
Comparemos as emissões específicas de CO2 e de outros contaminantes para
diferentes tecnologias de cogeração na indústria açucareira, com os valores
correspondentes para o caso da geração de eletricidade numa central termelétrica que
utiliza combustíveis fósseis. A Tabela 7.12 indica os parâmetros principais das
tecnologias de cogeração analisadas: TEC-40, TEC-60 e TEC-80- turbinas de
condensação/extração com 40, 60 e 80 bar de pressão; BIG/GT- Ciclo combinado com
gaseificação do bagaço e turbinas a gás.
Tabla 7.12- Características das tecnologias de cogeração de eletricidade a partir da
biomassa canavieira (capacidade da usina de açúcar: 300 tc/h e
eucalipto cultivado como combustível complementar) (Silva et al.,
1999).
Tecnologia
Índice de eletricidade
excedente/gerada*
kWh/tc
Investimento
específico**
,
US$/kWe
Custo de
geração,
US$/kWh
Parâmetros do
vapor, MPa/o
C
TCE-40 72,78/83,78 886,80 0,032 4,2/ 400
TCE-60 81,10/92,10 865,20 0,030 6,0/450
TCE-80 86,30/97,2 867,7 0,097 8,0/450
BIG/GT 162,0/217,0 1700,0 0,033 8,0/450
*- Consumo específico de vapor 300 kg/tc;
**- Considera o investimento para a redução do consumo de vapor no processo.

Figura 7.18- Emissões líquidas específicas de CO2 durante a geração de
eletricidade utilizando combustíveis fosseis e bagaço de cana (Silva,
et al., 1999).
Os cálculos das emissões líquidas específicas de CO2 (Figura 7.18) e das
emissões específicas de SO2, NOx e particulados (Tabela 7.13) foram realizados com
base nos seguintes dados:
• As emissões específicas de CO2 para gás natural, óleo combustível e carvão
betuminoso (base energia térmica) são 0,19; 0,29 e 0,4 kgCO2/kWtérmico
respectivamente (Hein, 1995);
• A eficiência da central termelétrica que opera com combustível fóssil foi assumida
em 36 %;
• O teor de enxofre no carvão betuminoso e no óleo combustível foi assumido em 1,9
%;
Tabela 7.13- Emissões específicas de SO2, NOx e particulados durante a geração de
eletricidade a partir do bagaço de cana e combustíveis fósseis
utilizando diferentes tecnologias (Silva, et al., 1999).
Emissões específicas* (g/kWh)Tipo de
combustível e
tecnologia
SO2 NOx Particulados
Carvão betuminoso 24,26 / 0,72 3,69 302,52 / 1,51
Óleo combustível 7,92 / 0,23 1,76 0,29
Gás natural 0 1,07 0,02
Bagaço TCE-40 0 3,77 22,29 / 1,86
Bagaço TCE-60 0 3,49 20,62 / 0,49
Bagaço TCE-80 0 3,30 19,47 / 0,47
Bagaço BIG/GT 0 1,38 8,16 / 0,19
*- Sem equipamentos de controle/com equipamentos de controle.

Os fatores de emissão de SO2 e NOx durante a queima de combustíveis fósseis
foram tomados de EPA (1995) e os correspondentes a emissão de particulados de
Philips et al. (1998). Os fatores correspondentes ao bagaço de cana foram tomados de
EPA (1995).
Os dados da Tabela 7.13 mostram que a geração de eletricidade a partir da
biomassa canavieira, utilizando tecnologias BIG/GT, tem efeitos ambientais muito
menores do que quando se utiliza carvão mineral ou óleo combustível. Só o gás natural
consegue competir com a biomassa neste sentido.
Vejamos para o caso específico do Brasil, qual poderia ser a contribuição da
eletricidade gerada a partir do bagaço de cana. Durante os cálculos assumiu-se que o
acréscimo da produção de açúcar seria de 0,8 % por ano e a de álcool de 4,5 %. Assim
no ano 2025 a quantidade de cana colhida seria de 346,6 milhões de toneladas. O
potencial termodinâmico de cogeração correspondente é apresentado na Tabela 7.14. O
aumento da potência instalada no sistema elétrico brasileiro até o ano 2025 deve ser de
aproximadamente 80 GW, vemos assim que 23,4 % deste valor pode ser em princípio
obtido a partir da biomassa canavieira.
Tabela 7.14- Prognóstico do potencial termodinâmico de cogeração no setor de
açúcar e álcool do Brasil no ano 2025 com a implementação de
diferentes tecnologias de cogeração (Silva, et al., 1999).
Tecnologia
Potencial termodinâmico de
cogeração no Brasil com
bagaço de cana, GW
Potencial termodinâmico de
cogeração no Brasil com a
recuperação do 50 % da palha, GW
TCE-40 5,46 9,16
TCE-60 5,90 9,91
TCE-80 6,25 10,49
BIG/GT 11,14 18,7
A modernização da base energética da indústria açucareira exigirá enormes
investimentos, o que é difícil de imaginar no atual momento de crise dos países em
desenvolvimento. As possíveis fontes de recursos financeiros poderiam ser:
• Fundos internacionais para o desenvolvimento;
• Recursos de empresas petroleiras e energéticas na procura de novas oportunidades
de negócios;
• Recursos provenientes de taxas sobre a emissão de poluentes quando se utilizam
combustíveis fósseis;
• Empréstimos de bancos internacionais;
• Iniciativa privada;
• Fundos provenientes dos compromissos impostos pelo Protocolo de Kyoto (CDM- -
Clean Development Mechanism);
• Sustentabilidade financeira do setor.
Os níveis atuais de emissão de poluentes na agroindústria açucareira, além de
serem menores que em outros setores industriais, podem ser reduzidos com as
tecnologias de prevenção e controle existentes, até atingir os níveis exigidos nas normas
vigentes.

A introdução de tecnologias avançadas de cogeração na indústria açucareira
permitiria gerar quantidades consideráveis de eletricidade com um impacto ambiental
muito menor que o resultante da geração de eletricidade a partir de combustíveis fósseis.
Um dos aspectos importantes para se alcançar uma produção mais limpa seria
uma alta eficiência no uso da energia no processo de fabricação de açúcar.
Produção mais limpa e eficiência podem fazer com que a indústria açucareira
retome a sua importância econômica e possa constituir a base do desenvolvimento
sustentável das regiões e países onde a cana-de-açúcar é cultivada.
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8- Exemplo de Cálculo
8.1 Dados gerais
Para uma caldeira de bagaço de 80 t/h de capacidade realizar o projeto dos
seguintes equipamentos de controle de particulados:
Multiciclones
Lavador de gás tipo torre de nebulização
Lavador de gás tipo Venturi
Precipitador eletrostático
Em cada caso calcular os parâmetros construtivos ou de dimensionamento, a
eficiência, e o custo de investimento. Os dados da caldeira são:
Temperatura do vapor superaquecido 300 °C
Pressão do vapor superaquecido 20 kg/cm2
Temperatura da água de alimentação 101 °C
Umidade do bagaço 48,6 %
Teor de sacarose no bagaço Az = 1,7 %
Temperatura dos gases de exaustão 220 °C
Excesso de ar nos gases de exaustão 45 %
Concentração de cinzas nos gases 10000 mg/Nm3
Eficiência da caldeira 0,85
Granulometria típica das cinzas mais finas:
Rango, µm <3 3-5 5-10 10-20 20-30 30-40 40-50 50-60 60-70 70-80 80-90 90-100 >100
Diámetro medio, µm 3 4 7,5 15 25 35 45 55 65 75 85 95 100
Fracción másica % 7 7,5 13 16 12 8 7 3 2 5 2 2 17
8.2 Cálculo da vazão total de gases
Determina-se a partir da composição elementar do bagaço e do excesso de ar .
Primeiramente calculamos o consumo de bagaço e logo o volume de gases produzido
pela combustão de 1 kg de combustível. O produto destas grandezas é a vazão total de
gases
- Composição elementar de referência do bagaço
Carbono 23,58 %
Hidrogênio 3,02 %
Enxofre 0,17 %
Oxigênio 21,74 %
Nitrogênio 0,1 %
Cinzas 1,79 %
Umidade 49,6 %

Cálculo do calor absorvido pela água na caldeira:
mvs = 0,22 kg/s o 80 t/h
hvs = 2987,85 kJ/kg em função da pressão e da temperatura do vapor.
haa = 421,0 kJ/kg em função da temperatura da água de alimentação.
( )aaVSVSU hhmQ −⋅=
Qu = 5,705.104
kW
Cálculo do consumo de bagaço:
O poder calorífico pode ser determinado a partir do teor de umidade e sacarose
pela seguinte equação:
S% = 1
W% = 48,6
ηb = 0,85
%W8,200%S4917991PCI ⋅−⋅−=
PCI = 8,149.103
kJ/kg
Conhecidos o calor absorvido pela água de alimentação, o PCI e a eficiência da
caldeira, a vazão consumida de bagaço pode ser determinado pela equação:
b
U
C
PCI
Q
C
η⋅
=
Cc = 8,234 kg/s
Cálculo do Volume de gases produzido pela queima de 1 kg de bagaço. Deve-se
recalcular a composição elementar para o valor real de umidade 48,6 %:
W% = 48,6 %
Az% = 1,7 %
100
%W100
f
−
=
f = 0,514
8,44fC ⋅=
35,5fH ⋅=
5,39fO ⋅=
38,0fN ⋅=

01,0fS ⋅=
79,9fA ⋅=
C = 23,027 %
H = 2,75 %
0 = 20,329 %
N = 0,195 %
S = 5,14.10-3
%
A = 5,032 %
6,48ASNOHCT ++++++=
T = 99,938 %
Cálculo do volume de ar teórico necessário para a combustão de 1 kg de combustível:
( ) O033,0H26,0S375,0C089,0Va ⋅−⋅+⋅+⋅=
Va = 2,101 m3
/kg
( )S375,0C01866,0V 2Ro ⋅+⋅=
VRo2 = 0,43 m3
/kg
N008,0V79,0V aN ⋅+⋅=
VN = 1,662 m3
/kg
aOH V0161,0W0124,0H111,0V 2
⋅+⋅+⋅=
VH2O = 0,942 m3
/kg
Finalmente o volume de gases teóricos calcula-se como:
OH2RoN
0
g 2
VVVV ++=
0
gV = 3,033 m3
/kg
O coeficiente de excesso de ar na saída da caldeira é:
α = 1,45
O volume real considera as infiltrações de ar e o excesso de ar.
( ) a
0
gg V10161,1VV ⋅−α⋅+=
Vg = 3,994 m3
/kg
A vazão total de gases é calculada multiplicando Vgr pela vazão de combustível
C, posteriormente deve-se fazer a sua correção para a temperatura de saída dos gases.
cgg CVF ⋅=

Fg = 32,887 m3
/s
273
273220
FF gg220
+
⋅=
220gF
= 59,39 m3
/s
Q = 220gF
8.3 Projeto de multiciclones
Selecionamos para o cálculo um ciclone de alta eficiência tipo Swift da Tabela 5.7.
Tomamos os parâmetros de dimensionamento:
Ka = 0,44
Kb = 0,21
Ks = 0,5
Kde = 0,4
KH = 3,9
Kh = 1,4
KB = 0,4
Q = Vazão de gás, m3
/s
Ut1= Velocidade de entrada do gás no ciclone, m/s
∆p = Queda de pressão, kPa
Tg = Temperatura dos Gases o
C
µ = Viscosidade, kg/m.s
ρf = Densidade do gás, kg/m3
ρp= Densidade da partícula, kg/m3
Primeira tentativa:
Ut1 = 18 m/s
Ka = 0,44
Kb = 0,21
b1t
a
KU
KQ
a
⋅
⋅
=
a = 2,629 m
aK
a
D =
D = 5,976 m

É evidente que o valor do diâmetro D é muito grande. Passamos a considerar um
multiciclone
bKDb ⋅=
b = 1,255 m
Para uma segunda tentativa utilizaremos um sistema de multiciclones com 650
ciclones, de 25 cm de diâmetro cada.
Nc = 650
c
i
N
Q
Q =
Di = 0,25 m
Qi = 0,091 m3
/s
ai KDa ⋅=
a = 0,11 m
2
b
ai
1t
aK
KQ
U
⋅
⋅
=
bi KDb ⋅=
b = 0,052
Ut1 = 15,822 m/s
Deve-se variar tanto o número de ciclones, assim como o valor de seu diâmetro
até achar um conjunto que permita obter uma velocidade de entrada de
aproximadamente 18 m/s que é o valor recomendado.
Para calcular a velocidade de salto do ciclone Usa, deve-se achar o valor da
viscosidade cinemática µ e a densidade dos gases de exaustão ρ à temperatura de saída
do gás.Para o uso desta fórmula, deve-se utilizar todas as unidades no sistema
internacional.
µ = 2,628.10-5
kg/(ms)
g = 9,81 m/s2
ρp = 1597,04 kg/m3
b = 0,0518 m
ρg = 0,7256 kg/m3
D = 0,249 m

( )
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ
ρ⋅µ⋅
⋅⋅⋅
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⋅=
3
1
2
g
p
3
2
1t
067,0
3
1
4,0
s
g
UD
D
b
1
D
b
3078,5U
Us = 16,192 m/s
O resultado é obtido em m/s. É necessário também realizar a verificação do projeto
atendendo a velocidade Usa.
25,198,0
U
U
s
1t
<=
Cálculo da eficiência do ciclone:
D = 0,25 m
Tg = 493 K
K = 699,2
( ) 1
283
T
1D67,0n
3,0
g14,0
+⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
⋅−⋅=
n = 0,471
µg = 0,0000263 kg/(ms)
ρp = 1900 kg/Nm3
1n
1
N
+
=
N = 0,68
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
µ⋅
+
⋅ρ⋅
⋅
⋅=
g
p3
i
18
1n
D
QK
2M
M = 6,778.103
Calculemos a eficiência por frações:
J = 0,..., 12
( ) ( )[ ] 100dMexp1dEf N
pp ⋅⋅−=

0 5 10
5
1 10
4
60
70
80
90
100
Ef dp
j
dp
j
Figura 8.1- Relação entre a eficiência por frações e o diâmetro das partículas.
A eficiência total:
( ) j
j
p wdEfEf j
⋅= ∑
Ef = 95,487 %
Cálculo da queda de pressão:
Nh = 9,24
( ) h
2
1t3
f
NU12,51000
48,302,2
p ⋅⋅⋅⋅
⋅
ρ
=∆
∆p = 8,611 cm de la columna de H2O
Cálculo do custo do multiciclone:
cc N72baN7000S ⋅+⋅⋅⋅=
S = 1,319.105
US$
Custo incluindo a montagem:
S290St ⋅=
St90 = 2,638.105
US$
Atualização do custo, $US
Esta avaliação do custo foi realizada em base a dados de 1990. A fim de
atualizar estes resultados os multiplicaremos pela relação do índice de custo de
equipamento segundo Marshall & Swift para os anos 1997 e 1990: que são: 1071,7 e
915,1, sendo a relação = 1,17

90S17,197S tt ⋅=
St97 = 3,086.105
US$
8.4 Projeto de um lavador de gás tipo torre de nebulização
Dados adicionais:
Relação líquido/gás = 1L/m3
Diâmetro médio das gotas da água = 200 µm
Temperatura média no lavador = 80 o
C
Velocidade do gás = 0,4 m/s
Carga de particulados na entrada = 10000 µg/Nm3
A composição granulométrica e a vazão de gases são iguais as do item 8.3.
A velocidade do gás na torre;
vg 1 m/s
Corrigido à temperatura de 80 o
C.
( )
273
80273
FQ g
+
=
π⋅
=
gv
Q
r
r = 4,348 m
O diâmetro do lavador é de 8,7 m
Cálculo da velocidade terminal das gotas de água Ut:
Dd = 0,001 m
ρd = 1000 kg/m3
g = 9,81 m/s2
Tg = 150 °C, temperatura media
ρg = 0,836 kg/m3
µg = 0,000024 kg/(ms)
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
µ⋅
⋅ρ⋅ρ⋅
=
g
df
3
d
a
4
3
gd
G
Ga = 1,898.104
( ) 3
1
ab GlnG =
Gb = 2,144
3
b
2
bb G01068,0G238,0G153,2194,3 ⋅+⋅−⋅+−=ξ
ξ = 0,433

( )3
eRC ξ
=
RC = 3,664
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ⋅
µ⋅ρ⋅⋅⋅
= 2
g
gg
t
3
gRC4
U
Ut = 1,181 m/s
Cálculo da eficiência de captura das partículas por cada gota de água:
( )
dg
pg
2
p
pp
D9
vd
dK
⋅µ⋅
ρ⋅⋅
=
( )
2
p
p
pd
7,0K
K
K
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=η
QL/QG = 0,001 m3
/m3
Z = 1, ..., 15
( )
( ) ⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
−⋅
η⋅⋅⋅⋅
−
−=η
gt
d
dt
G
L
vU
2
D
ZU
Q
Q
75,0
d e1Z,Ef
Dependência entre a eficiência e a altura de contato líquido/gás:
( ) ( )( )( )∑ ⋅η=η
j
jppd wZ,dKEfw,Ef j
0 5 10 15
0,8
0,85
0,9
0,95
1
η( ),Ef w
Z
Figura 8.2- Eficiência de separação da torre de nebulização com relação ao
comprimento zona de contato (Z).
Durante o projeto de torres de nebulização vai-se variando Z até atingir a
eficiência de projeto.

Cálculo do Custo do Lavador de Gases:
O custo da torre de lavagem, para esta vazão de gases é de US$ 30000
considerando que o material de construção da torre é aço 304 inoxidável multiplicamos
o custo por 1,9 e obtemos $US 57000.
8.5 Cálculo da eficiência de um lavador de gases tipo Venturi.
Dados:
Relação líquido/gás QL/QG = 0,001 m3
/m3
Velocidade na garganta do Venturi Vgarg = 120 m/s
Cálculo do diâmetro das gotas de água (pela equação de Nukiyama Tanasawa).
Produto do fracionamento do líquido na garganta do Venturi.
ρd = 1000 kg/m3
σ = 0,072 N/m
µd = 0,001 kg/(ms)
ρp = 1900 kg/m3
µg = 0,000024 kg/(ms)
⎪⎭
⎪
⎬
⎫
⎪⎩
⎪
⎨
⎧
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
⋅
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ⋅σ
µ
⋅+
ρ
σ
⋅=
5,1
G
L
45,0
d
d
dargg
d
Q
Q
53207681
V
585000
D
dD = 70 µm
f = 0,31 (recomendado por Calvert)
( )
dg
pargg
2
p
pp
D9
Vd
dK
⋅µ⋅
ρ⋅⋅
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⋅+
+⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛ +⋅
⋅+⋅−−=
fK7,0
49,0
7,0
7,0fK
ln4,1fK7,0
K
1
P
p
p
p
p
ti
( )
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
µ⋅
⋅⋅ρ⋅⋅
−=
g
tidd
G
L
p
55
PD
Q
Q
2
exp1KEf

0.965
0.970
0.975
0.980
0.985
3 4 7.5 15 25 35 45 55 65 75 85 95 100
dp(j)
Ef(Kp(dp))
Figura 8.3- Eficiência por frações com relação ao diâmetro da partícula.
( ) ( )( ) j
j
jpp wdKEfw,Ef ⋅=η ∑
η(Ef, w) = 99,36
A eficiência total é 99,36
8.6 Dimensionamento de um precipitador eletrostático
Serão calculados, a área total de coletores e o custo do precipitador, para uma
eficiência de 99,5% e uma concentração de partículas na entrada de 10000 mg/Nm3 e
na saída 50 mg/Nm3. A partir da eficiência de 99,5%, na Tabela 5.8 tomamos a
velocidade efetiva de migração das partículas no campo magnético, considerando que a
cinza do bagaço não tem tendência ao efeito de coroa inversa. Numa primeira
aproximação tomamos o valor de 0,093 m/s correspondente ao carvão betuminoso.
η = 0,995
Vp = 0,093
Q = Fg220
( )
p
C
V
1lnQ
A
η−⋅−
=
Ac
.Q ln( )1 η
Vp
Ac = 3,384.103
m2

Cálculo do custo:
Aep = 4551
Bep = 0,6276
epb
Cep AaEC ⋅=
EC = 7,467.105
US$
Para calcular o custo do equipamento já instalado, é preciso multiplicar por 2.24.
EC24,2C ⋅=
C = 1,673.106
US$. Custo em dólares de 1990
Atualizando o custo para 1997
C17,1Ca ⋅=
Ca = 1,957.106
US$

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