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Lavadores de gases Controle de particulados

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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. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 116
 
 
Figura 6.1- Separador multiciclônico instalado em caldeira para bagaço (Suyoto & 
Mochtar, 1995). 
 
 
 
Figura 6.2- Separador multiciclónico fabricado pela Equipalcool (Etapa de 
montagem) 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 117
 
 
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. 
 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 118
 
 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). 
 
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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). 
 
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 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/Nm3 5000 
mg/Nm3 
b) Lavador 
50 mg/Nm3 
5000 
mg/Nm3 
c) Precipitador eletrostático 
50 mg/Nm3 
5000 
mg/Nm3 
d) Multiciclone + precipitador eletrostático 
 
Figura 6.8- Variantes tecnológicas do processo de controle de particulados em 
caldeiras a bagaço. 
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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 Systemse 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). 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 122
 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 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 123
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 oC 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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Okeelanta Cogeneration Project. 1994. 
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42, June, 1981. 
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TECHNOLOGISTS’ ASSOCIATION 46 ANNUAL CONGRESS, pp. 79-91, June, 
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coal. INTERNATIONAL CANE ENERGY NEWS, July, pp. 3-4, 1994. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 124
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CAMPANARI, Comunicação pessoal, Centro de Tecnologia COPERSUCAR, 1997. 
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1997. 
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 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 125
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 
eletricidadeno 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); 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 126
• 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 oC 
(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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 127
 
 
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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 128
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 
implementaçãode 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. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 129
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. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 130
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 oC 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 
excedente Sistema 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 oC, 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 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 131
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
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 132
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 demaior 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. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 133
 
 
Figura 7.7- Gaseificador de biomassa desenvolvido pela Alhstrom (Bioflow). 
 
 
 
 
Figura 7.8- Gaseificador de biomassa do IGT – RENUGAS. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 134
 
 
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 oC 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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 135
 
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) 
oC/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). 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 136
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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 137
 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). 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 138
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 umacondição 
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). 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 139
 
 
 
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 oC, 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 
 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 140
 
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
L
uc
ro
 B
ru
to
, U
S$
/tc
 
Custo de Geração, US$/tc Lucro Líquido, US$/tc
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 141
• 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
Lu
cr
o 
to
ta
l, 
U
S$
/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 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 142
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 
eucaliptode 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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 143
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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 144
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) 
 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 145
Eficiência térmica artificial (ηA) 
 
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
η−
=η
cald
uQF
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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 146
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-sedo 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/oC
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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 147
 
 
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. 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 148
 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. 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 149
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 % 
 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 154
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
QC 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
%W100f −= 
 
f = 0,514 
 
8,44fC ⋅= 
35,5fH ⋅= 
5,39fO ⋅= 
38,0fN ⋅= 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 155
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 m
3/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. 
 ( ) a0gg V10161,1VV ⋅−α⋅+= 
Vg = 3,994 m
3/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 ⋅= 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 156
Fg = 32,887 m3/s 
 
273
273220FF gg220
+⋅= 
220g
F = 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 oC 
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
KQa ⋅
⋅= 
 
a = 2,629 m 
 
aK
aD =
 
D = 5,976 m 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 157
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
QQ = 
Di = 0,25 m 
Qi = 0,091 m3/s 
 
ai KDa ⋅= 
a = 0,11 m 
 
2
b
ai
1t aK
KQU ⋅
⋅= 
 
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 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 158
( )
⎥⎥
⎥⎥
⎥
⎦
⎤
⎢⎢
⎢⎢
⎢
⎣
⎡
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
ρ
ρ⋅µ⋅⋅⋅⋅
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛
⋅=
3
1
2
g
p3
2
1t
067,0
3
1
4,0
s
g
UD
D
b1
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
1N += 
 
N = 0,68 
 
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
µ⋅
+⋅ρ⋅⋅⋅=
g
p3
i
18
1n
D
QK2M 
M = 6,778.103 
 
Calculemos a eficiência por frações: 
 
J = 0,..., 12 
 ( ) ( )[ ] 100dMexp1dEf Npp ⋅⋅−= 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 159
0 5 10 5 1 10 4
60
70
80
90
100
Ef dpj
dpj
 
 
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 
 
( ) h21t3f NU12,5100048,302,2p ⋅⋅⋅⋅⋅
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 
 
 Silva E., Controle da Poluição do Ar na Indústria Açucareira 160
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 oC 
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 oC. 
 ( )
273
80273FQ g
+= 
 
π⋅= gv
Qr 
 
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

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