ANÁLISE UNIDIMENSIONAL DA GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO DE CANA EM REATOR DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE. Vinícius Gama Lidoino

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1 ANÁLISE UNIDIMENSIONAL DA GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO DE CANA EM REATOR DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE Vinícius Gama Lidoino Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica, COPPE, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientadores: Albino José Kalab Leiroz Manuel Ernani de Carvalho Cruz Rio de Janeiro Junho de 2015

2 ANÁLISE UNIDIMENSIONAL DA GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO DE CANA EM REATOR DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE Vinícius Gama Lidoino DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA. Examinada por: Prof. Manuel Ernani de Carvalho Cruz, Ph.D. Prof. Albino José Kalab Leiroz, Ph.D. Prof. Amaro Gomes Barreto Jr., D.Sc. Prof. Marcos Roberto Teixeira Halasz, D.Sc. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL JUNHO DE 2015

3 Lidoino, Vinícius Gama Análise Unidimensional da Gaseificação de Bagaço de Cana em Reator de Leito Fluidizado Circulante/ Vinícius Gama Lidoino. Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, XVIII, 106 p.: il.; 29,7 cm. Orientadores: Albino José Kalab Leiroz Manuel Ernani de Carvalho Cruz Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Engenharia Mecânica, Referências Bibliográficas: p Gaseificação. 2. Análise Unidimensional. 3. Biomassa. I. Leiroz, Albino José Kalab et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Mecânica. III. Título. iii

4 AGRADECIMENTOS Agradeço aos orientadores, Albino José Kalab Leiroz e Manuel Ernani de Carvalho Cruz, pelo apoio, aprendizado, amizade e orientação nestes anos de curso. Aos meus pais, Paulo e Piedade, minha irmã Paula e toda minha família e amigos pelos conselhos, apoio e amizade. Ao Dr. Marco Antônio e o Eng. Marcelo da área de processos de conversão de biomassa da PETROBRAS, pelo auxílio e colaboração ao fornecer os dados experimentais. Aos colegas e amigos do laboratório de máquinas térmicas (LMT), em especial ao Gabriel e ao Alex pelas conversas e sugestões que ajudaram na conclusão deste trabalho. A todos os colegas da COPPE e professores da Universidade Federal do Rio de Janeiro. A FAPERJ, através do programa de bolsas, pelo apoio financeiro. iv

5 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) ANÁLISE UNIDIMENSIONAL DA GASEIFICAÇÃO DE BAGAÇO DE CANA EM REATOR DE LEITO FLUIDIZADO CIRCULANTE Vinícius Gama Lidoino Junho/2015 Orientadores: Albino José Kalab Leiroz Manuel Ernani de Carvalho Cruz Programa: Engenharia Mecânica O objetivo do trabalho é estudar o processo de gaseificação do bagaço de canade-açúcar em um reator de leito fluidizado circulante, visando à predição da composição e avaliação da qualidade do gás de síntese. O programa comercial CeSFaMB é utilizado na simulação de 16 testes experimentais disponíveis na literatura, e também em um plano de simulação realizado com base na faixa de operação do reator estudado. O programa possui um modelo de fluidização baseado em correlações semiempíricas, além de considerar condições de regime permanente e abordagem unidimensional. A análise comparativa dos resultados experimentais e computacionais sugere que as simulações são capazes de capturar o comportamento das variações dos componentes e das propriedades do gás de síntese quando as variáveis de entrada se modificam. Foram observadas maiores discrepâncias em relação à quantificação do metano, tal que o valor predito supera em muito o experimental. Com um desvio médio de 3,9% as frações de CO2 se aproximam das frações reais. Já o hidrogênio obteve desvio de 13,4% e o CO de 17,5%. Os casos planejados indicam que para favorecer o processo de gaseificação e evitar a combustão deve-se optar por uma menor razão Ar/Combustível. Foi verificado um aumento na concentração final de hidrogênio com a alimentação de vapor junto ao agente gaseificante. v

6 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.) ONE-DIMENSIONAL ANALYSIS OF SUGARCANE BAGASSE GASIFICATION IN CIRCULATING FLUIDIZED BED REACTOR Vinícius Gama Lidoino June/2015 Advisors: Albino José Kalab Leiroz Manuel Ernani de Carvalho Cruz Department: Mechanical Engineering The objective of this work is to study the sugarcane bagasse gasification process in a circulating fluidized bed reactor, aimed at predicting the composition and evaluating the quality of the syngas. The CeSFaMB commercial software is used to simulate 16 experimental tests available in the literature, as well as to perform a simulation plan based on the reactor operating range. The program fluidization model is based on semiempirical correlations, in addition to considering steady-state conditions and onedimensional approach. The comparative analysis of the experimental and computational results suggests that the simulations are able to capture the behavior of the variations in the composition and properties of the syngas, as the input variables are modified. Larger discrepancies were verified in the quantification of methane, such that the predicted value far overestimates the experimental. With an average deviation of 3.9% the CO2 fractions approach the real ones. In the case of hydrogen the deviation of 13.4% is obtained, while 17.5% is verified for CO. The simulation plan indicates that to aid the gasification process and prevent combustion, one should opt for a smaller air/fuel ratio. An increase in the hydrogen final concentration has been observed when water vapor is fed together with the gasifying agent. vi

7 Sumário 1 INTRODUÇÃO Revisão Bibliográfica Conclusão da Revisão Bibliográfica GASEIFICAÇÃO O Processo de Gaseificação... 9 Secagem Pirólise Combustão Gaseificação Tipos de Gaseificadores FLUIDIZAÇÃO Velocidade mínima de fluidização Velocidade terminal Propriedades das partículas Modelos de Fluidização O MODELO MATEMÁTICO Modelagem no CeSFaMB Modelo fenomenológico, unidimensional e estacionário Fases na região densa Reações químicas e modelo de devolatilização Transferências convectivas e composição de partículas sólidas Variação granulométrica das partículas no regime permanente Equações básicas DESCRIÇÃO DO GASEIFICADOR ANÁLISE COMPARATIVA vii

8 6.1 Descrição dos Experimentos Dados de Entrada do CeSFaMB Parâmetros de convergência numérica Parâmetros geométricos e físicos do equipamento Dados do equipamento jaqueta de aquecimento Caracterização dos sólidos Caracterização das correntes gasosas Validação Conclusões da validação Simulação dos experimentos Composição do gás de síntese Qualidade do gás Conclusão das simulações CASOS PLANEJADOS Simulações com a utilização da corrente de N Composição do gás de síntese Qualidade do gás de síntese Efeito da temperatura Simulações sem adição da corrente de Nitrogênio Conclusão do planejamento de casos e sugestões futuras REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXO A CONJUNTO DE PARÂMETROS DE ENTRADA DO CeSFaMB viii

9 Lista de Figuras Figura 1.1: Processos de conversão termoquímica de biomassa (adaptado de BALAT et al., 2009)... 4 Figura 1.2: Bagaço de cana-de-açúcar (Fonte: Adaptado de IEPEC e Canal da Cana)... 5 Figura 1.3: Participação dos 20 principais produtos no valor da produção do Brasil 2012 (Fonte: IBGE,2013)... 6 Figura 2.1: Processos no gaseificador (adaptado de GÓMEZ-BAREA e LECKNER, 2010) Figura 2.2: Representação da umidade no interior de um sólido poroso (adaptado de FOUST, 1980) Figura 2.3: Curva de secagem típica, teor de umidade em função do tempo (adaptado de FOUST, 1980) Figura 2.4: Curva de taxa de secagem em função do teor de umidade (adaptado de FOUST, 1980) Figura 2.5: Processo de decomposição de moléculas grandes de hidrocarbonetos em moléculas menores, durante a pirólise (Fonte: adaptado de BASU, 2010) Figura 2.6: Processo de pirólise sofrido por partícula de biomassa( Fonte: adaptado de NEVES et al., 2011) Figura 2.7: Pirólise em uma partícula de biomassa (Fonte: adaptado de BASU, 2010). 16 Figura 2.8: Diferentes regimes de fluidização (adaptado de SIEDLECKI, 2011) Figura 2.9: Esquema de reator de leito fluidizado borbulhante e circulante (adaptado de MENG, 2012) Figura 3.1: Envelopamento de uma partícula porosa (Fonte: LENÇO, 2010) Figura 3.2: Classificação de partículas de Geldart (Fonte: Adaptado de Geldart, 1973) Figura 4.1: Esquema de regime laminar (a) e regime plug-flow (b) (adaptado de SOUZA- SANTOS, 2010) Figura 4.2: Fases da região densa: bolha e emulsão (adaptado de GAO et al., 2013) ix

10 Figura 4.3: Modelos de núcleo não exposto (a) e núcleo exposto (b) para reações heterogêneas gás-sólido (adaptado de Souza-Santos, 2010) Figura 5.1: Imagem do gaseificador de leito fluidizado circulante de TUDelft (adaptado de LEITE,2014) Figura 5.2: Esquema do gaseificador CFB modelado (adaptado de MENG, 2012) Figura 6.1: Interface do CeSFaMB entrada dos parâmetros de convergência numérica Figura 6.2: Principais parâmetros geométricos e físicos que definem um gaseificador para o CeSFaMB (adaptado de SOUZA-SANTOS, 2012) Figura 6.3: Esquema de um gaseificador de geometria não constante (adaptado de SOUZA-SANTOS, 2012) Figura 6.4: Esquema de um distribuidor com flautas genérico (adaptado de SOUZA- SANTOS, 2012) Figura 6.5: Interface introdução dos principais parâmetros geométricos no simulador. 56 Figura 6.6: Montagem dos principais parâmetros referentes ao aquecimento externo do gaseificador Figura 6.7: Parâmetros de alimentação do combustível (interface gráfica CeSFaMB). 58 Figura 6.8: Bomba calorimétrica (adaptado de KRISHNAMURTHY et al., 2014) Figura 6.9: Composição imediata e elementar do combustível (Interface gráfica do CeSFaMB) Figura 6.10: Densidades do combustível alimentado (interface gráfica do CeSFaMB). 62 Figura 6.11: Série de peneiras de abertura de malhas conhecidas (ABNT/NBR 5734/80) (Fonte: Site UFSM) Figura 6.12: Distribuição granulométrica do combustível alimentado (Interface gráfica do CeSFaMB) Figura 6.13: Perfil de temperatura do conjunto de validação ao longo do reator Figura 6.14: Perfil de temperatura do conjunto de validação modificado ao longo do reator Figura 6.15: Comparação experimental, composição de H2 livre de N x

11 Figura 6.16: Comparação experimental, composição de CO livre de N Figura 6.17: Comparação experimental, composição de CH4 livre de N Figura 6.18: Comparação experimental, composição de CO2 livre de N Figura 6.19: Comparação propriedades do gás - Conversão de carbono Figura 6.20: Comparação propriedades do gás - Eficiência a frio Figura 6.21: Comparação propriedades do gás - H2/CO Figura 6.22: Comparação propriedades do gás - PCI Figura 7.1: Perfil longitudinal da fração molar do gás hidrogênio (H2) ao longo do gaseificador Figura 7.2: Perfil longitudinal da fração molar de vapor d'água ao longo do reator Figura 7.3: Perfil da fração molar de O2 ao longo do gaseificador Figura 7.4: Perfil da fração molar de CO2 ao longo do gaseificador Figura 7.5: Perfil da taxa da reação H2+O2 ao longo do reator Figura 7.6: Perfil da taxa da reação CO+O2 ao longo da região densa Figura 7.7: Perfis de temperatura dos casos planejados xi

12 Lista de Tabelas Tabela 2.1: Características de alguns processos de pirólise ( Fonte: adaptado de BASU, 2010 e BALAT et al., 2009) Tabela 2.2: Principais reações do processo de gaseificação Tabela 2.3: Vantagens e desvantagens dos principais gaseificadores (adaptado de ZHANG et al., 2010) Tabela 2.4: Principais diferenças entre o gaseificador de leito fluidizado borbulhante e o leito fluidizado circulante (adaptado de SIEDLECKI, 2011) Tabela 3.1: Constantes experimentais (Fonte: adaptado de MELO, 2008) Tabela 4.1: Níveis de abordagem de um modelo de gaseificação em leito fluidizado.. 34 Tabela 4.2: Alguns trabalhos que utilizaram o modelo CeSFaMB Tabela 5.1: Resumo dos métodos analíticos e componentes medidos (LEITE, 2014).. 48 Tabela 6.1: Variáveis experimentais (Adaptado de LEITE, 2014) Tabela 6.2: Principais parâmetros físicos e geométricos do gaseificador Tabela 6.3: Poder calorífico do bagaço de cana-de-açúcar (base seca) Tabela 6.4: Análise elementar (base seca) do bagaço (LEITE, 2014) Tabela 6.5 Análise imediata do bagaço (LEITE, 2014) Tabela 6.6: Composição do leito de magnesita (LEITE,2014) Tabela 6.7: Propriedades do material inerte do leito (Adaptado de LEITE,214; MENG, 2012; SIEDLECKI 2011) Tabela 6.8: Análise granulométrica do material inerte (LEITE, 2014) Tabela 6.9: Propriedades das correntes gasosas alimentadas Tabela 6.10: Grupo de experimentos para validação do simulador (adaptado de LEITE, 2014) Tabela 6.11: Principais parâmetros de entrada do conjunto validação Tabela 6.12: Resultados das primeiras simulações do conjunto de validação xii

13 Tabela 6.13: Resultados de temperatura das primeiras simulações do conjunto de validação Tabela 6.14: Parâmetros modificados para o conjunto de validação Tabela 6.15: Resultados do conjunto validação modificado Tabela 6.16: Resultados de temperatura do conjunto de validação modificado Tabela 6.17: Média dos desvios para os conjuntos de validação Tabela 6.18: Principais resultados das simulações dos 16 experimentos no CeSFaMB Tabela 6.19: Principais resultados do conjunto simulação modificado Tabela 6.20: Principais componentes do gás de síntese (%vol) (adaptado de LEITE, 2014) Tabela 6.21: Comparação da composição do gás de síntese simulação modificado x experimental Tabela 6.22: Comparação da composição do gás de síntese simulação modificado x experimental (sem N2) Tabela 6.23: Resultado experimental: qualidade do gás (adaptado de LEITE, 2014) Tabela 6.24: Comparação simulação modificado x experimental: qualidade do gás Tabela 6.25: Comparação experimental da temperatura ( C) Tabela 6.26: Média dos desvios relativos da simulação no CeSFaMB Tabela 7.1: Variáveis independentes do estudo Tabela 7.2: Plano de simulação Tabela 7.3: Fração molar do gás de síntese (base úmida) Tabela 7.4: Fração molar do gás de síntese (base seca) Tabela 7.5: Reações de formação de H2 a partir de vapor Tabela 7.6: Qualidade do gás de síntese (base úmida) Tabela 7.7: Efeito da temperatura na qualidade do processo e do produto Tabela 7.8: Fração molar do gás de síntese sem adição de N2 (base úmida) xiii

14 Tabela 7.9: Qualidade do gás de síntese (base úmida e sem N2) Tabela 7.10: Comparação da qualidade do gás de síntese com e sem N2 (%) xiv

15 Lista de Símbolos ABREVIAÇÕES BBM BFB CeSFaMB CF CFB CFDM CONAB FM GLF IBGE PAM TUDelft Modelos caixa preta Leito fluidizado borbulhante Comprehensive simulator of fluidized and moving bed equipment Carbono Fixo Leito fluidizado circulante Modelos computacionais fluidodinâmicos Companhia nacional de abastecimento Modelo de fluidização Gaseificação em leito fluidizado Instituto brasileiro de geografia e estatísticas Produção agrícola municipal Universidade Técnica de Delft, localizada em Delft,Holanda SÍMBOLOS X r A Teor de umidade Velocidade da reação Cinzas a Constante experimental ou coeficiente representativo da formula do carbonizado D Coeficiente de difusão (m 2 /s) d Diâmetro (m) F Vazão mássica (kg/s) xv

16 g Aceleração da gravidade (m/s 2 ) K k Fase (sólido ou gás) Coeficiente cinético LHV Entalpia de combustão (MJ/kg) M Massa (kg) M Massa molar (kg/kmol) NAR Número de Arquimedes NRe Número de Reynolds P Pressão (Pa) PCI Poder calorífico inferior (MJ/kg) PCS Poder calorífico superior (MJ/kg) R Taxa de produção ou consumo (kg/m 3.s) S Área da seção transversal do gaseificador (m 2 ) SB Razão vapor/biomassa T Temperatura ( C ou K) U Velocidade (m/s) V Volume (m 3 ) VL W W Voláteis Umidade Fração mássica Z Altura (m) LETRAS GREGAS Β ε Coeficiente de distribuição Porosidade η Eficiência do equipamento (%) xvi

17 λ Fator estequiométrico ρ Densidade (kg/m 3 ) φ Φ Coeficiente estequiométrico Esfericidade Propriedades de transporte µ Viscosidade (kg/m.s) Γ SUBSCRITOS app av B bulk D DRY e E f F het hom G i j L l m mf p Taxa de produção de finos devido ao atrito das partículas Aparente Média Bolha A granel ou total Leito ou região densa Base seca emulsão Equilíbrio Fluido Região diluída ou pobre Relacionado às reações heterogêneas Relacionado às reações homogêneas Referente ao gás Espécie química Componente Tamanho da partícula Condição de alimentação Tipo de partícula Condição de mínima fluidização Referente à partícula ( kg/s) xvii

18 S t WET Y Referente ao combustível sólido Terminal Base úmida Arrasto de partículas xviii

19 1 INTRODUÇÃO Apenas há pouco mais de 100 anos a biomassa começou a perder sua liderança histórica como insumo energético, inicialmente para a energia do carvão, e depois, com o crescimento contínuo do uso de petróleo e do gás natural (CORTEZ et al., 2008). Porém hoje, fica evidente a crescente preocupação de diversos países com os níveis de emissões de poluentes causados pela queima de combustíveis fósseis. Neste cenário ressurgem os investimentos e trabalhos voltados à utilização de biomassa para a geração energia e combustíveis. A biomassa é atrativa na obtenção de energia por ser renovável e apresentar baixas emissões globais de CO2 para a atmosfera. Além disso, a biomassa pode ser quase que totalmente utilizada em processos industriais. A cana de açúcar, por exemplo, é utilizada para produção de etanol e seu bagaço (rejeito) têm sido empregado em processos termoquímicos para obtenção de energia. Dentre estes processos, destaca-se a gaseificação que converte um insumo sólido ou líquido em um gás com características basicamente combustíveis, através de sua oxidação parcial a temperaturas intermediárias (CORTEZ et al., 2008). O gás de produto ou gás de síntese produzido a partir da gaseificação de biomassa é uma alternativa amiga do ambiente para os combustíveis petroquímicos convencionais na produção de eletricidade, hidrogênio, biocombustíveis sintéticos de transporte e outros produtos químicos (MENG, 2012). Os gaseificadores de leito fluidizado possuem vantagens, especialmente no que diz respeito à mistura, as velocidades de reação, e a possibilidade de ser construído em dimensões muito superiores aos dos gaseificadores de leito fixo. Os leitos circulantes se sobressaem na medida em que a reciclagem de finos conduz a uma maior eficiência de conversão de carbono, aumentando o tempo de permanência das partículas (GÓMEZ- BAREA e LECKNER, 2010). Estudar o processo de gaseificação e entender os efeitos das variáveis do processo no gás de síntese obtido pode se tornar uma tarefa dispendiosa experimentalmente. Experimentos, especialmente em larga escala, muitas vezes são caros e complexos. Estudos de modelagem podem economizar tempo e dinheiro, e podem apoiar a preparação 1

20 e otimização de experimentos a serem realizados em um sistema real (GÓMEZ-BAREA e LECKNER, 2010). Desta forma o presente trabalho tem como objetivo geral estudar o processo de gaseificação do bagaço de cana-de-açúcar em um reator de leito fluidizado circulante (CFB). A fim de determinar a composição do gás de síntese utilizando o programa comercial CeSFaMB. Por consequência os seguintes objetivos específicos devem ser alcançados: a) realizar simulações de reatores de leito fluidizado circulante com o CeSFaMB ; b) comparar os resultados obtidos com resultados experimentais disponíveis na literatura; c) realizar um estudo de efeito das variáveis independentes do processo de gaseificação em reatores de leito fluidizado circulante. 1.1 Revisão Bibliográfica A biomassa é uma fonte de energia renovável, potencialmente sustentável e tem muitas aplicações possíveis, variando de geração de calor, para a produção de avançados portadores de energia secundária (SIEDLECKI et al., 2011). Ela é formada a partir de seres vivos, como plantas e animais, ou seja, tudo o que agora está vivo ou foi vivo há pouco tempo. Origina-se logo que uma semente germina ou um organismo nasce (BASU, 2010). A biomassa pode ser obtida de vegetais não-lenhosos, e lenhosos, como é o caso da madeira e seus resíduos, e também de resíduos orgânicos, nos quais encontramos os resíduos agrícolas, urbanos e industriais. Assim como também se pode obter biomassa dos bio-fluidos, como os óleos vegetais (por exemplo, mamona e soja) (CORTEZ et al., 2008). De acordo com BALAT et al. (2009) foi a partir da crise energética da década de 1970 que surgiram interesses em biomassa como fonte de combustível para expandir o desenvolvimento de fontes renováveis de energia doméstica e reduzir os impactos ambientais da produção energética. 2

21 SOUZA-SANTOS (2010) lista algumas características importantes que fazem da biomassa uma opção atrativa para substituir os combustíveis fósseis: Uma fonte renovável e sua aplicação, como combustível, proporciona baixas emissões globais de CO2 ao meio ambiente. Em sua grande maioria, a biomassa possui baixos teores de cinzas presentes, o que diminui os problemas relacionados à eliminação de resíduos, limpeza do equipamento e outros aspectos operacionais; A utilização de biomassa para geração de energia, permite que as florestas energéticas sejam definidas perto das usinas, e não o contrário, como acontece com as usinas a bases de carvão. Unidades industriais que utilizam biomassa para outros fins principais podem gerar energia para consumo próprio ou como subproduto a partir de seus rejeitos. Por exemplo o trabalho de ANDRADE et al. (2007) avaliou a produção de energia a partir de um gaseificador operando com casca de arroz, rejeito do beneficiamento do arroz, como combustível. Tendo em vista estas características, diversos estudos e trabalhos vêm sendo desenvolvidos utilizando algum dos tipos de biomassa citados anteriormente para produção de energia ou produtos combustíveis. Porém, para este fim, se faz necessário o uso de métodos de conversão termoquímica. Os métodos disponíveis para se obter energia a partir de biomassa podem ser divididos em duas categorias principais: as rotas de conversão biológicas e as termoquímicas (BALAT et al., 2009) ZHANG et al. (2010) vê na energia a partir de biomassa, a bioenergia, como uma fonte de perspectiva para substituir os combustíveis fósseis no futuro. Em seu trabalho fornece uma visão geral das principais características dos quatro processos termoquímicos fundamentais, combustão, pirólise, gaseificação e liquefação. Os processos termoquímicos diferem entre si, principalmente, pelo uso ou não de oxigênio (ar) e o tipo e qualidade do produto obtido. A Fig.1.1 resume as diferenças entre os principais processos. 3

22 Figura 1.1: Processos de conversão termoquímica de biomassa (adaptado de BALAT et al., 2009). DI CARLO et al. (2013), destacam o uso do combustível renovável como uma solução para geração de energia limpa para o futuro. O estudo busca prever o comportamento dos componentes de uma planta de energia específica, composta principalmente por um gaseificador indiretamente aquecido por uma célula combustível de óxido sólido. O gaseificador é alimentado por castanha coppice, biomassa disponível em abundância na Itália. Muitos pesquisadores estão desenvolvendo tecnologias com base no potencial energético do bagaço de cana-de-açúcar, no seu poder de renovação, na neutralidade de emissões de CO2 e a possibilidade de conversão em produtos de maior valor agregado (ARTEAGA-PÉREZ et al., 2014). O bagaço de cana é o resíduo produzido após a extração do caldo nas usinas de açúcar e destilarias de álcool etílico no Brasil. De acordo com a CONAB (2011), de um modo geral, o bagaço em uso no Brasil apresenta de 270 a 290 kg de bagaço (com 50% de umidade) em cada tonelada de cana processada. A Fig. 1.2 ilustra o bagaço e a grande quantidade que pode ser produzida nas usinas e destilarias. 4

23 Figura 1.2: Bagaço de cana-de-açúcar (Fonte: Adaptado de IEPEC e Canal da Cana). O bagaço de cana-de-açúcar começou a aparecer no cenário nacional a partir dos anos 70 com o início do programa pro-álcool. Nesta ocasião o até então rejeito, deixou de ser descartado para ser empregado na geração de vapor destinado a produção de energia elétrica, utilizando-se o ciclo Rankine. Nos últimos anos descobriu-se o grande potencial do bagaço como matéria-prima para produção de combustíveis derivados a partir de processos de conversão. Desta forma, esse subproduto deixou de ser considerado um resíduo e constituiu-se em um insumo energético importante (LENÇO, 2010). No Brasil a cana-de-açúcar se destaca entre as principais culturas cultivadas. A área cultivada que será colhida e destinada à atividade sucroalcooleira na safra 2014/15 será de aproximadamente 9,1 milhões hectares o que representa um aumento de 3,3% em relação à safra passada (CONAB, 2014). Em termos de produtividade este número remete a 659,10 milhões de toneladas de cana processada. De acordo com a última pesquisa do IBGE através da Produção Agrícola Municipal PAM, referente ao ano de 2012 a cana-de-açúcar aparece como um dos principais produtos agrícolas do Brasil, como se observa na Fig

24 Figura 1.3: Participação dos 20 principais produtos no valor da produção do Brasil 2012 (Fonte: IBGE,2013). Logo, com os números citados acima, fica evidente a oportunidade que o bagaço de cana-de-açúcar proporciona à geração de energia ou produtos de maior valor agregado, devido não somente à abundância da espécie no cenário brasileiro, como também aos diversos métodos de conversão que podem ser aplicados. PARTHASARATHY e NARAYANAN (2014) realizaram um estudo sobre a produção de hidrogênio a partir de gaseificação de biomassa. Eles afirmam que a gaseificação com vapor d água oferece um caminho eficaz e econômico para a produção de hidrogênio a partir de biomassa, deixando uma pegada ambiental mínima. Recentemente reatores de leito fluidizado tem demonstrado aplicação em gaseificação de biomassa, como se pode notar nos trabalhos de LI et al. (2004), PARTHASARATHY e NARAYANAN (2014), ARTEAGA-PÉREZ et al. (2014), SIEDLECKI et al. (2011). No entanto, devido ao seu elevado grau de mistura de sólidos, bem como o arraste de partículas, um leito fluidizado simples não pode atingir uma 6

25 elevada conversão de sólidos. O leito fluidizado circulante (CFB) é uma extensão natural do conceito do leito borbulhante, com ciclones ou outros separadores usados para capturar e reciclar os sólidos, a fim de prolongar o seu tempo de residência, e, assim, elevar a conversão de carbono (LI et al., 2004). Com a evolução tecnológica começam a surgir diversos pacotes comerciais que permitem a modelagem de diferentes fenômenos envolvendo mecânica dos fluidos, transferência de calor e cinética química. Especificamente para o caso da gaseificação existe um pacote comercial denominado CeSFaMB que se propõe a modelar reatores de leito fluidizado, tais como caldeiras e gaseificadores (MELO, 2008). Nos últimos anos diversos trabalhos tem utilizado o CeSFaMB para modelagem de gaseificadores. Em SOUZA-SANTOS (2008) o programa é utilizado na modelagem de um processo de gaseificação de madeira em leito fluidizado circulante. MENDOZA (2009) também modela um reator de leito fluidizado circulante, mas operando a partir de bagaço-de-açúcar. DYAKOV et al. (2014) utilizam o programa para uma comparação experimental com uma planta-piloto de gaseificação de pelotas de madeira. 1.2 Conclusão da Revisão Bibliográfica Da revisão bibliográfica apresentada uma série de conclusões podem ser tiradas. Atualmente a biomassa vem sendo utilizada como fonte de energia e geração de compostos de maior valor agregado, principalmente combustíveis e produtos químicos. No caso da gaseificação, a biomassa produz o gás de síntese que pode ser utilizado na reação de Fischer-Tropsch e produção de hidrocarbonetos. A biomassa tem ser tornado atrativa basicamente por reunir duas características importantes. Primeiro por apresentar baixas emissões de poluentes, e depois por se tratar de uma fonte renovável. A cana-de-açúcar se destaca no Brasil como uma das principais culturas cultivadas. Ao longo do tempo o bagaço passou de um rejeito para um atraente insumo energético, disponível em grandes quantidades no país. Dentre os processos de conversão termoquímica a gaseificação vem sendo utilizada para converter a biomassa em energia ou produtos de valor agregado. E com o avanço da tecnologia modelos capazes de simular o processo de gaseificação estão 7

26 surgindo. O simulador CeSFaMB tem sido empregado na modelagem de processos de gaseificação operante a base de biomassa por diversos autores. Desta forma a modelagem se mostra importante para o estudo de processos de gaseificação. Trabalhos estão utilizando deste artifício para entender os principais parâmetros do processo, economizando tempo e dinheiro. 8

27 2 GASEIFICAÇÃO Gaseificação é a conversão da matéria-prima sólida ou líquida útil e conveniente para combustível gasoso ou matéria-prima química. O combustível pode ser queimado para liberar energia, enquanto a matéria-prima pode ser utilizada para a produção de produtos químicos de valor agregado (BASU, 2010). De um modo geral, podemos dizer que existem duas principais rotas de interesse para a produção e expansão em escala da tecnologia de gaseificação. A primeira é a produção combinada de calor e energia elétrica. A segunda rota é a obtenção de gás de síntese de elevada qualidade que pode ser posteriormente utilizado para obtenção de combustíveis líquidos, hidrocarbonetos, álcoois, hidrogênio, além de alguns insumos químicos e espécies químicas como ésteres e amônia. (CORTEZ et al., 2008). A qualidade e a composição do gás de síntese dependem de algumas variáveis como o agente gaseificador, tipo de biomassa e o gaseificador propriamente dito. Caso a gaseificação ocorra em presença de ar, o gás final será diluído em N2, o que reduz seu poder calorífico. Se o processo ocorre em presença somente de oxigênio, não ocorre diluição, aumentando seu poder calorífico. Ainda é comum a incorporação de quantidades relativas de vapor superaquecido ao agente de gaseificação (oxigênio ou ar) para obter um gás rico em hidrogênio (CORTEZ et al., 2008). Dentre os processos de conversão termoquímica da biomassa, a gaseificação se mostra como a que menos agride o meio ambiente devido às menores emissões de gases tóxicos para a atmosfera (ZHANG et al., 2010). 2.1 O Processo de Gaseificação Conforme GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010), uma partícula de biomassa sofre uma série de processos de conversão durante a gaseificação: inicialmente secagem e devolatilização ou pirólise. Posteriormente, ocorre a oxidação dos compostos voláteis e carbonizados e finalmente a gaseificação. A Fig. 2.1 ilustra os processos sofridos por uma partícula de combustível (comb.) no gaseificador. 9

28 Figura 2.1: Processos no gaseificador (adaptado de GÓMEZ-BAREA e LECKNER, 2010). Desta forma os autores costumam desmembrar este processo em etapas. BASU (2010) divide um procedimento típico de gaseificação em: Pré-aquecimento e secagem; Pirólise; Combustão; Gaseificação. Secagem É muito importante uma etapa preliminar de secagem antes que a biomassa seja alimentada ao gaseificador. Já que cada quilograma de umidade na biomassa tira um mínimo de 2260 kj de energia extra do gaseificador, para vaporizar a água. E a biomassa, em geral, é caracterizada por possuir altos teores de umidade, dependendo do tipo, podendo chegar em até 90% em massa (BASU, 2010). Assim, CASTELLANOS (2012) informa que para obter um gás de síntese com um poder calorífico razoável, recomenda-se que a biomassa seja alimentada no gaseificador com umidade entre 10 e 20% em massa. 10

29 A secagem se constitui no primeiro processo a ocorrer durante o aquecimento de um combustível sólido. De acordo com SOUZA-SANTOS (2010), em condições de pressão atmosférica, ocorre em um intervalo que vai da temperatura ambiente à cerca de 380K. O processo parece simples, porém, quando se trata de sólidos porosos, é considerado além da umidade superficial o teor de água presente no interior dos poros e do combustível sólido. A Fig. 2.2 representa a umidade contida no interior de um sólido poroso. Figura 2.2: Representação da umidade no interior de um sólido poroso (adaptado de FOUST, 1980). Em FOUST (1980), é apresentado de forma detalhada todo o processo de secagem. Simplificadamente ocorre o aquecimento do sólido com uma taxa de aquecimento crescente até que a temperatura do sólido atinja a temperatura de bulbo úmido do gás, quando a temperatura permanece bem estável e a taxa de secagem permanece constante. Este é conhecido como período de secagem à taxa constante. O período termina assim que o sólido atinge o teor de umidade crítico. Além deste ponto a temperatura da superfície eleva-se e a taxa de secagem cai. O período de taxa decrescente pode ser mais dilatado que o de taxa crescente, porém a remoção de umidade é muito menor. A taxa se aproxima de zero em um certo teor de umidade de equilíbrio (X E), que corresponde ao menor teor de umidade atingível em um processo de secagem, sem que se alterem as condições a que o processo está submetido. O teor de umidade (X ) é defidino por: X = massa de líquido massa de sólido seco (2.1) 11

30 As Figs. 2.3 e 2.4 mostram curvas típicas de secagem, uma na base teor de umidade (X ) contra o tempo e outra na base taxa de secagem contra o tempo, que é obtida derivando-se a curva da Fig Figura 2.3: Curva de secagem típica, teor de umidade em função do tempo (adaptado de FOUST, 1980). Figura 2.4: Curva de taxa de secagem em função do teor de umidade (adaptado de FOUST, 1980). 12

31 Observando-se os gráficos anteriores, o segmento AB representa o aquecimento da partícula sólida, que ocorre em regime não permanente. O trecho BC representa o período com taxa de secagem constante, neste período toda a superfície exposta do sólido está saturada de água. De forma simplificada, o líquido armazenado no interior dos poros do sólido migra para a superfície, proporcionando uma face continuamente coberta de uma fina película de água. Desta forma, neste período a taxa de secagem independe da natureza da partícula. No ponto C o teor de umidade é o mínimo para suprir inteiramente a superfície dando origem ao segmento CD que é conhecido como período de secagem decrescente. A crosta da partícula fica pobre em líquido já que a velocidade de movimento do líquido para a superfície é menor do que a velocidade de transferência de massa a partir da mesma. No ponto D já não há uma área significativa de líquido saturado na superfície do sólido. A parte em que ainda resta algum vestígio de umidade, seca pela transferência convectiva de calor e de massa para a corrente gasosa. O líquido ainda presente no interior se difunde para a superfície e para o gás numa velocidade bem menor às transferências convectivas que ocorrem na superfície saturada. Este processo continua até que se atinja o teor de umidade de equilíbrio (X E), já mencionado. Pirólise A pirólise consiste na decomposição térmica dos materiais, na ausência de oxigênio, ou quando se utiliza significativamente menos oxigênio do que o necessário para a combustão completa (BALAT et al., 2009). Basicamente, é a quebra de grandes moléculas de combustível em moléculas pequenas, por degradação térmica (vide Fig. 2.5) e é uma das etapas observadas na gaseificação. Para BASU (2010), a pirólise possui certa semelhança com alguns processos como craqueamento e carbonização, mas não tem qualquer semelhança com o processo de gaseificação, que envolve reações químicas com um agente externo conhecido como agente gaseificante. A pirólise ocorre em um intervalo de temperatura relativamente baixo de 300 a 650 C enquanto a gaseificação ocorre entre 800 e 1000 C. 13

32 Figura 2.5: Processo de decomposição de moléculas grandes de hidrocarbonetos em moléculas menores, durante a pirólise (Fonte: adaptado de BASU, 2010). Segundo SIEDLECKI et al. (2011), nesta etapa a fração volátil de constituintes do combustível é liberada na fase gasosa, e o sólido restante é o carbonizado, ou seja, carbono fixo e cinzas. Desta forma: Combustível seco gases + vapor(alcatrão/tar) + carbonizado (R.1) A pirólise é uma etapa importante da gaseificação, responsável pela devolatilização do combustível sólido. Este passo é, em geral, relativamente rápido, especialmente em reatores de mistura rápida, como o leito circulante. BASU (2010), representa esta etapa pela seguinte reação genérica: C n H m O p (BIOMASSA) CALOR Líquido C x H y O z + Gás C a H b O c + H 2 O + (R.2) C (carbonizado) 14

33 A Fig. 2.6 ilustra o processo de pirólise imposto a uma partícula de biomassa. Com o aumento da temperatura ocorre a secagem e posteriormente a liberação de voláteis (fase de pirólise primária 1 ). Esses são produzidos a partir da cisão térmica de ligações químicas nos constituintes individuais de biomassa, que são celulose, hemicelulose, lignina e extrativos. No entanto, caso o combustível seja convertido em altas temperaturas, alguns dos voláteis primários podem sofrer uma série de reações e formar o produto 2 (Fig. 2.6). Reações heterogêneas e homogêneas podem ocorrer paralelamente, como, por exemplo, reformação, desidratação, oxidação, reações de gaseificação, entre outras. Assim as reações primárias e secundárias podem ocorrer simultaneamente em diferentes partes de uma partícula de combustível (NEVES et al., 2011). Figura 2.6: Processo de pirólise sofrido por partícula de biomassa( Fonte: adaptado de NEVES et al., 2011). Os produtos iniciais da pirólise são os gases condensáveis e o carbonizado sólido (char), como mostra a Fig Os gases condensáveis podem se decompor ainda mais em gases não condensáveis (CO, CO2, H2 e CH4), líquido e carbonizado. 15

34 Figura 2.7: Pirólise em uma partícula de biomassa (Fonte: adaptado de BASU, 2010). Para BALAT et al. (2009), o processo pode ser ajustado para favorecer a formação de carvão, líquidos de pirólise ou gás. Estes produtos são de interesse como possíveis fontes alternativas de energia. Sólidos O produto sólido não volátil da pirólise é o chamado carbonizado, que é rico em carbono, mas possui também uma parcela de matéria mineral do combustível precursor. De acordo com BASU (2010) o sólido é composto de aproximadamente 85% de carbono, podendo conter algum oxigênio e hidrogênio. Porém, ao contrário de combustíveis fósseis, a biomassa contém pouquíssimas cinzas inorgânicas. Formação do carbonizado consiste na conversão da biomassa em um resíduo sólido que apresenta uma estrutura aromática policíclica. As principais etapas na formação deste sólido são a formação de anéis de benzeno, e a combinação destes anéis em uma estrutura policíclica. É geralmente aceito que uma baixa taxa de aquecimento favorece a formação de carvão (COLLARD e BLIN, 2014). 16

35 Líquidos O produto líquido da pirólise possui diversas denominações, tais como, alcatrão, óleo de pirólise, bio-óleo, ácido pirolenhoso, entre outros. Para BALAT et al. (2009) esta fração líquida consiste em duas fases: uma fase aquosa contendo uma grande variedade de compostos organo-oxigenados de baixo peso molecular e uma fase não aquosa contendo compostos orgânicos insolúveis de peso molecular elevado (principalmente compostos aromáticos). A esta segunda fase muitos autores denominam de alcatrão. As características do bio-óleo costumam variar de acordo com o tipo de biomassa, mas comumente são descritos como um líquido escuro e viscoso cujos principais componentes são os ácidos orgânicos, aldeídos, cetonas, fenóis e quantidades substanciais de água, de 20 a 25% (BASU, 2010 e BALAT et al., 2009). O teor de água contribui para sua baixa densidade de energia, enquanto a biomassa original possui um PCI na faixa de 19,5 a 21 MJ/kg base seca, o seu rendimento líquido possui cerca de 13 a 18MJ/kg base úmida (BASU, 2010). Um importante produto da pirólise é o alcatrão formado através da condensação do vapor condensável produzido no processo. O alcatrão é um líquido pegajoso que cria uma grande dificuldade no uso industrial do produto de gaseificação (BASU, 2010). PARTHASARATHY e NARAYANAN (2014), relatam que a condensação do alcatrão produz uma emulsão oleosa, que é complicada de tratar e provoca problemas de obstrução dos equipamentos a jusante. Gás O rendimento de gases da pirólise pode ser dividido em duas partes: os gases condensáveis (vapor), que são líquidos nas condições ambientes, e os gases permanentes. Os vapores (alcatrão e água) são compostos de moléculas mais pesadas que se condensam com o resfriamento, incorporando ao rendimento dos líquidos da pirólise. Já os permanentes são constituídos por moléculas mais leves que não se condensam com o arrefecimento. São exemplos deste grupo, principalmente, os hidrocarbonetos de cadeia pequena, CH4, CO, CO2 e H2. O rendimento dos produtos resultantes da pirólise de biomassa pode ser potencializado da seguinte maneira: o carbonizado é favorecido em baixas temperaturas e reduzidas taxas de aquecimento. Os produtos líquidos também são beneficiados em processos operantes a baixas temperaturas, mas com alta taxa de aquecimento e curto 17

36 tempo de residência. Já os gases, são os principais produtos, quando altas temperaturas, baixa taxa de aquecimento e longos tempos de residência são alcançados (BALAT et al., 2009). Com base na taxa de aquecimento, a pirólise pode ser amplamente classificada como lenta e rápida. Considera-se lenta se o tempo necessário para aquecer o combustível para a temperatura de pirólise é muito mais longo do que o tempo de reação característico de pirólise, e vice-versa (BASU, 2010). Pirólise rápida ocorre com uma alta taxa de aquecimento e curto tempo de residência que particularmente favorece a formação de produtos líquidos, mas inibe a formação de sólidos. Já o processo de pirólise lenta é caracterizado pelo longo tempo de residência e baixa taxa de aquecimento, e vem sendo utilizado ao longo de muitos anos para produção de carvão (ZHANG et al., 2010). Por vezes este processo recebe o nome de pirólise moderada ou convencional. Com o aumento da taxa de aquecimento o processo de pirólise pode ainda ser classificado como flash ou ultra rápida. A Tab. 2.1 ilustra as principais classificações de pirólise, baseada na taxa de aquecimento. Para CASTELLANOS (2012), se a taxa de aquecimento é rápida, os voláteis não se acumulam em torno da partícula, já que a pirólise e a gaseificação ocorrem simultaneamente, favorecendo a pirólise secundária e, portanto, produz um gás mais limpo que o produzido em pirólise lenta. Dessa forma, quanto maior a taxa de aquecimento mais limpo será o produto. Tabela 2.1: Características de alguns processos de pirólise ( Fonte: adaptado de BASU, 2010 e BALAT et al., 2009). Processo Tempo de residência Taxa de aquecimento (K/s) Temperatura final ( K) Produtos Carbonização Dias Muito baixa ~ 650 Carvão Lenta 5 30 min Carbonizado, bio óleo e gás Rápida < 2s Bio óleo Flash < 1s > Gases 18

37 Combustão Os produtos da etapa de pirólise reagem com um oxidante fornecido externamente. O oxidante mais comum é o oxigênio, que é utilizado a partir do ar (enriquecido), ou na forma pura. Vapor e CO2 também podem atuar como agentes oxidantes (SIEDLECKI et al., 2011) As reações de pirólise e de gaseificação são endotérmicas. Logo, necessitam que energia seja fornecida para ocorrerem. Desta forma, o calor necessário para estes processos, como também para a secagem, normalmente é obtido permitindo-se algumas reações de combustão do combustível sólido alimentado no gaseificador. De forma geral, as principais reações de combustão comuns no processo de gaseificação estão expostas na Tab. 2.2 (R.4) a (R.8). SOUZA-SANTOS (2010) destaca as reações de oxidação do carbono (R.7) e (R.8) como as principais na etapa de combustão. Com relação a predominância entre a combustão completa ou parcial, é apresentada a seguinte reação: C(s) + βo 2 (2β 1)CO 2 + (2 2β)CO (R.3) O coeficiente de distribuição β é dado por: β = 2+ β 2+2β (2.2) onde, β = 2500 exp ( 6240 T ) (2.3) Para temperaturas mais elevadas, como no processo de gaseificação, o coeficiente β aproxima-se de 0,5. Logo a combustão parcial, reação (R.8) na Tab. 2.2, é preterida. 19

38 Gaseificação Na gaseificação em leito fluidizado não se observam zonas separadas de pirólise, oxidação e redução. Todos os processos acontecem em todo o volume do leito simultaneamente (CORTEZ et al., 2008). A Tab. 2.2 resume as principais reações químicas (BASU, 2010; CASTELLANOS, 2012; GÓMEZ-BAREA e LECKNER, 2010 e SOUZA-SANTOS, 2010) que estão presentes durante todo o processo de gaseificação. Tabela 2.2: Principais reações do processo de gaseificação. Reação H (kj/mol) Nome Número Oxidação CO O 2 CO Oxidação do CO R.4 CH 4 + 2O 2 CO 2 + 2H 2 O -803 Oxidação do metano R.5 H O 2 H 2 O -242 Oxidação do hidrogênio R.6 C(s) + O 2 CO C(s) O 2 CO -111 Combustão completa do carbonizado Combustão parcial do carbonizado R.7 R.8 Reações de gaseificação CH 4 + CO 2 2CO + 2H Reação de reforma seca R.9 CH 4 + H 2 O CO + 3H CO + H 2 O CO 2 + H 2-41,2 Reação de reforma a vapor Reação homogênea de deslocamento de água R.10 R.11 C(s) + H 2 O CO + H Gaseificação com vapor R.12 C(s) + CO 2 2CO 172 Reação de Boudouard R.13 C(s) + 2H 2 CH 4-75 Hidro gaseificação R.14 20

39 Das inúmeras reações de gaseificação as reações R.12 a R.13 se destacam pela formação de gases combustíveis essenciais para originar o gás de síntese. 2.2 Tipos de Gaseificadores Gaseificadores são os equipamentos em que as reações de gaseificação ocorrem. Com base nos tipos de reações, um gaseificador soprador de ar típico pode ser dividido em quatro zonas de processo: zona de secagem, onde a água presente na biomassa é evaporada, a zona de pirólise, no qual a biomassa é pirolisada em gases voláteis de médio poder calorífico, líquido e carvão, a zona de combustão, região que ocorrem as reações de combustão com ar/oxigênio limitado, e a zona de redução que produz CO e H2 (ZHANG et al., 2010). De modo geral os gaseificadores podem ser classificados de acordo com a direção de movimento relativo da biomassa e do agente gaseificador: leito fixo ou móvel; leito fluidizado; leito arrastado. Dentre estes, os reatores de leito fluidizado tem se mostrado mais atraentes que os demais. GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) afirmam que gaseificadores de leito fluidizado têm inúmeras vantagens sobre os leitos fixos, especialmente no que diz respeito à mistura, velocidade de reação e a possibilidade de ser construído em dimensões muito superiores aos dos gaseificadores de leito fixo. Já os reatores de leito de arraste possuem algumas limitações quanto ao processamento de biomassa: a dificuldade de redução do tamanho da partícula de combustível, a corrosão do revestimento do reator e as limitações inerentes ao tamanho do equipamento. A Tab. 2.3 é adaptada de ZHANG et al.(2010) e resume as principais vantagens e desvantagens dos principais tipos de gaseificadores. 21

40 Tabela 2.3: Vantagens e desvantagens dos principais gaseificadores (adaptado de ZHANG et al., 2010). Tipo de gaseificador Vantagem Desvantagem Leito fixo/móvel, updraft Leito fixo/móvel, downdraft Leito fluidizado Leito fluidizado circulante Leito de arraste Processo simples e barato, temperatura de saída de gases na média de 250 C, funciona satisfatoriamente sob pressão, alta eficiência de conversão de carbono, baixos níveis de partículas no gás e alta eficiência térmica. Processo simples, apenas vestígios de alcatrão no gás de produto. Taxa e composição de alimentação flexíveis, aceita combustíveis com alto teor de cinzas, possível de se pressurizar, alto teor de CH4 no gás produto, alta capacidade volumétrica e fácil controle de temperatura. Processo flexível, temperatura de operação de até 850 C. Baixos teores de alcatrão e CO2, flexível para matéria prima e temperatura de saída de gases. Grande produção de alcatrão, pequeno tamanho de alimentação, potencial de canalização e transição. Tamanho mínimo de alimentação, teor de cinzas limitado permitido na alimentação, limitação para aumento de escala, potencial de transição. Temperatura de operação limitada pela clinquerização de cinzas, alta temperatura do gás produto, muito alcatrão e finos presente no gás, possibilidade de alto teor de carbono nas cinzas flutuantes. Problemas de corrosão e atrito, pobre controle operacional a partir da biomassa. Baixo teor de CH4, extrema redução do tamanho das partículas de alimentação requerida, complexo controle operacional, perda de carbono com cinzas, formação de escórias pelas cinzas. Um fator determinante na gaseificação em leito fluidizado é a velocidade superficial do fluído U que é definida como a velocidade média do fluido na direção axial ou vertical que vai determinar os diferentes regimes de fluidização, como os ilustrados na Fig

41 Figura 2.8: Diferentes regimes de fluidização (adaptado de SIEDLECKI, 2011). Observando a Fig. 2.8 a ocorrência do leito fluidizado só se torna possível quando o gás atinge a chamada velocidade de mínima fluidização (Fig.2.8-b). O aumento da velocidade superficial do gás conduzirá a um leito de turbulência (Fig. 2.8-g) e a um posterior transporte pneumático (Fig. 2.8-h). A formação de bolhas de gás no leito, enquanto a sua superfície ainda é claramente visível vai indicar o regime de fluidização 23

42 borbulhante (Fig. 2.8-d) (SIEDLECKI, 2011). Entre o regime de turbulência e o de transporte pneumático ocorre ainda um regime de rápida fluidização característico nos gaseificadores CFB. Nos gaseificadores de leito fluidizado, as partículas do combustível são mantidas suspensas em um leito de partículas inertes (areia, sílica ou alumina). Estas partículas são fluidizadas pelo fluxo do agente gaseificador, que cria melhores condições de transferência de calor e a homogeneidade da temperatura na câmara de reações (leito isotérmico) (CORTEZ et al., 2008). Estes gaseificadores se diferem entre borbulhante (BFB) e circulante (CFB). Nos gaseificadores BFB as partículas arrastadas pelo processo não são enviadas de volta para o leito e trabalham com velocidades menores que a de transporte pneumático (Fig. 2.8-h). Já no CFB as partículas arrastadas pelos gases são enviadas de volta ao leito através de um ciclone, mantendo-se em circulação, vide Fig O reator CFB opera próximo ao regime de transporte pneumático (ANDRADE et al., 2007). Figura 2.9: Esquema de reator de leito fluidizado borbulhante e circulante (adaptado de MENG, 2012). 24

43 Devido à recirculação das partículas, o gaseificador CFB possui maior tempo de residência das partículas combustíveis no reator. Tal fato resulta em uma melhor conversão de carbono e maior eficiência se comparado ao BFB. A eficiência do gaseificador η pode ser definida por, η = F GLHV G F S LHV S (2.4) onde, FG é a vazão mássica de gás de síntese que sai do reator e FS corresponde à vazão mássica de combustível sólido alimentado no gaseificador. A entalpia de combustão do gás corresponde a LHV G e a do combustível sólido é LHV S. De forma simplificada a Tab. 2.4 resume as principais diferenças entre os dois gaseificadores de leito fluidizado. Tabela 2.4: Principais diferenças entre o gaseificador de leito fluidizado borbulhante e o leito fluidizado circulante (adaptado de SIEDLECKI, 2011). Propriedades BFB CFB Regime de fluidização Leito borbulhante Leito rápido Mistura Boa Excelente Flexibilidade de alimentação de sólidos Finos não desejáveis Finos e material grosso (tamanho) Produção alcatrão (g m -3 ) Média de 12 Média de 8 Conversão de carbono (%) Menos que o CFB Perda de carbono por arraste Significante Baixo Concentração de partículas no gás (g m -3 ) Média de 4 Média de 20 Altura do leito/ zona de queima de combustível Taxa de transferência térmica (MW/m 2 ) 1,2 1,6 5 7 Controle do processo Menos complexo Mais complexo Potencial scale-up Bom Muito bom A partir da Tab. 2.4 é evidente que os CFBs têm características ligeiramente melhores (conversão mais elevada de carbono, menos alcatrão no produto gasoso, maior 25

44 flexibilidade de combustível, melhor potencial de aumento de escala) em comparação com os BFBs (SIEDLECKI et al., 2011). 26

45 3 FLUIDIZAÇÃO Como visto no capítulo anterior, os reatores de leito fluidizado se diferem pela velocidade e regime de fluidização. Para que ocorra a fluidização do leito, o processo depende do agente gaseificador, da velocidade de fluidização e do tamanho e forma da partícula. Neste capitulo serão apresentados alguns destes conceitos básicos para o entendimento do fenômeno de fluidização. 3.1 Velocidade mínima de fluidização A Fig. 2.8 já introduziu o conceito de velocidade de mínima fluidização (Umf) e dos regimes de fluidização. A velocidade Umf é um parâmetro importante já que indica o início do regime de fluidização. Caso a velocidade superficial U do gás seja menor que Umf as partícula se comportam como um leito fixo. De acordo com a literatura este parâmetro é obtido por: U mf = N Re,mf μ G,av d p,av ρ G,av (3.1) onde o número de Reynolds na condição de mínima fluidização é definido por: N Re,mf = (a1 2 + a2n Ar ) 1 2 a1 (3.2) O número de Arquimedes NAr é dado pela expressão: N Ar = gd p,av 3 ρ G,av (ρ p,av ρ G,av ) μ G,av (3.3) 27

46 As constantes a1 e a2 são obtidas experimentalmente e MELO (2008) apresenta a Tab. 3.1 que mostra alguns valores disponibilizados por diferentes autores. Tabela 3.1: Constantes experimentais (Fonte: adaptado de MELO, 2008) a1 a2 Referência 32,09 0,0415 SANTANA E D ÁVILA(1986) 33,70 0,0408 WEN E YU (1966) 25,25 0,0651 SOUZA-SANTOS (1996) Como é detalhado em SOUZA-SANTOS (2010), as equações acima podem ser derivadas da equação de Ergun, desenvolvida para prever a perda de carga em processos de fluidização. P D = 150(1 ε D) 2 Z D ε3 D μ G,av U + 1,75 1 ε D (φ p,av d p,av ) 2 ε3 D ρ G,av φ p,av d p,av U 2 (3.4) 3.2 Velocidade terminal A velocidade terminal é outro parâmetro importante da fluidização, pois determina o limite máximo de ocorrência do leito fluidizado, ponto a partir do qual ocorre o rompimento do leito de partículas. O trabalho de BROD (2003), demonstra a metodologia experimental para obtenção da velocidade terminal (Ut). O método se baseia em observar a velocidade onde ocorre o arraste das partículas em um leito fluidizado estabelecido. SOUZA-SANTOS (2010), utiliza um método iterativo baseado nas equações a seguir para a determinação do parâmetro de forma teórica. U t = gd p 2 (ρ p ρ G ) 18μ G, N Re 2 (3.5) 28

47 U t = [ gd p 1, (ρ p ρ G ) 0,4 0,6 13,9ρ G μg ], 2 N Re 500 (3.6) U t = [ 3,03gd p 1,6 0.5 (ρ p ρ G ) ], N ρ Re > 500 (3.7) G onde o Reynolds é definido por: N Re = d pρ G U t μ G (3.8) Uma partícula em queda na presença de um fluxo de ar ascendente fica sujeita a três forças: a força peso para baixo e as forças devido ao empuxo e a resistência do ar para cima. Quando essas três forças estiverem em equilíbrio, a velocidade da partícula será constante, denominada velocidade terminal (BROD, 2003). 3.3 Propriedades das partículas O sólido presente no processo de fluidização possui uma série de características importantes, como densidade, granulometria, porosidade e esfericidade. Várias definições de densidade associadas a uma partícula podem ser encontradas. Densidade a granel ou total ρ p.bulk = m V (3.9) Definida como a massa total das partículas sobre o volume ocupado pelas mesmas. Não considera o volume dos poros nem fração de vazios. No caso das partículas do leito, m é massa total do leito e V o volume resultante da soma do volume das partículas individuais e o espaço vazio entre elas. 29

48 Densidade real A densidade real ou simplesmente densidade de uma partícula, é definida como sendo a razão entre a massa da partícula sólida pelo volume do material sólido que compõe a partícula, não incluindo o volume dos poros (Vporos) que eventualmente possam compor a estrutura sólida da partícula (LENÇO, 2010). ρ p,real = m p V p V poros (3.10) Densidade aparente ρ p,app = m p V p (3.11) onde mp é a massa da partícula e Vp o volume total da partícula, ou volume do envelopamento da partícula (Fig. 3.1). Figura 3.1: Envelopamento de uma partícula porosa (Fonte: LENÇO, 2010). 30

49 Segundo SOUZA-SANTOS (2010), a densidade total ou a granel introduz o conceito de fração de vazios ou porosidade do leito, que é fornecido pela Eq. (3.12). ε = V G V = 1 V s V (3.12) em que VG corresponde ao volume ocupado pelo gás no leito e Vs é o volume ocupado pelas partículas sólidas no leito. Tendo em vista a grande variedade de partículas e o fato que dependendo de suas características a fluidização ocorre de diferentes formas, torna-se necessário uma padronização. GELDART (1973) classifica o comportamento de sólidos fluidizados por gases em quatro grupos, caracterizados pela diferença de densidade entre o sólido e o fluido (ρs - ρf) e o tamanho médio da partícula. A metodologia completa para a classificação pode ser encontrado em seu trabalho e a Fig. 3.2 exibe o diagrama de Geldart para a classificação de partículas. Figura 3.2: Classificação de partículas de Geldart (Fonte: Adaptado de Geldart, 1973). 31

50 Resumidamente o grupo A se caracteriza por particulados que iniciam sua fluidização nas condições de mínima fluidização e passam para o modo de fluidização borbulhante com o aumento da velocidade. Já o grupo B, ao atingir a Umf, dão início ao leito borbulhante. O grupo C apresenta partículas que possuem dificuldades em fluidizar e o grupo D as que podem formar leito de jorro. 3.4 Modelos de Fluidização A construção de um modelo para gaseificação em leito fluidizado (GLF) não é uma tarefa trivial. Existem diversas variáveis a serem consideradas no processo. Esperase que o modelo seja o mais próximo possível da realidade e represente um determinado processo ou fenômeno com desvios aceitáveis para propósitos de engenharia. GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) afirmam que as ferramentas disponíveis para este tipo de modelagem são as equações de conservação de massa, energia e quantidade de movimento linear complementadas por condições de contorno, relações constitutivas e termos que expressam as fontes e sumidouros do sistema. Porém, se faz necessário ainda o uso das leis de velocidade para os processos de conversão química, além da utilização de dados termodinâmicos úteis para a estimativa de propriedades térmicas. Desta forma, MELO (2008), lembra que para que seja possível a idealização de um modelo há a necessidade de se fazer algumas considerações, pois do contrário, a solução do problema seria complexa. Para GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010), os modelos de fluidização podem ser classificados a partir do modo como consideram a fluidodinâmica do processo. A representação mais real seria a solução do balanço das propriedades de transporte formuladas e resolvidas para cada fase, que é descrito de forma resumida pela Eq. (3.13): Φ k t + div(u kφ k ) = div(d Φk gradφ k ) + S Φ,k (3.13) 32

51 sendo Φ uma propriedade de transporte, como densidade ou concentração, entalpia e velocidade; U, representa a velocidade; D, representa o coeficiente de difusão; k, representa as fases (gás e sólido). Nos modelos de dinâmica dos fluidos computacionais (CFDM) a mecânica dos fluidos é tratada de forma detalhada. Desta forma, o CFDM envolve a resolução das equações de conservação de massa, espécie, energia e quantidade de movimento ao longo de um domínio ou região definida. Portanto, o modelo é capaz de prever a distribuição de temperatura, concentração e o comportamento fluidodinâmico ao longo do gaseificador. Além disto, os modelos CFD resolvem a Eq. (3.13) adotando certas hipóteses para interação entre as fases, são relativamente novos e com pouca utilização para modelagem de gaseificadores de leito fluidizado, apresentando elevado custo computacional. Em contrapartida aos modelos CFD, existem os chamados caixa-preta (BBM). A grande vantagem dos modelos BBM é o reduzido gasto computacional, já que este tipo de modelo não resolve os fenômenos no interior do gaseificador. Ao invés disto, o modelo se baseia em balanços globais de massa e energia. Normalmente, duas abordagens são utilizadas. Na primeira adotam-se relações de equilíbrio e na segunda, essas relações são complementadas por correlações empíricas. Conforme GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) os BBM são úteis em alguns casos, principalmente para uma primeira aproximação. Porém sua capacidade de previsão é inferior aos CFDM e FM. Os Modelos de Fluidização (FM) estão entre os mais comuns para o processo de gaseificação em leito fluidizado. Para CASTELLANOS (2012), entre os três tipos de modelos, os FM congregam exatidão e baixa complexidade devido às simplificações introduzidas. GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) reportam que o FM é um compromisso entre o BBM e CFDM. O FM evita os detalhes da complexa dinâmica gássólido, mas ainda mantém os efeitos fluidodinâmicos ao assumir um padrão multifásico no leito (geralmente duas fases). As equações de conservação de quantidade de movimento não são resolvidas, ao invés disto o modelo fluidodinâmico é descrito por correlações semiempíricas. 33

52 4 O MODELO MATEMÁTICO SOUZA-SANTOS (2010) descreve que o processo em GLF envolve uma quantidade grande de aspectos térmicos. Cada um desses aspectos pode ser abordado em vários níveis, conforme a Tab Tabela 4.1: Níveis de abordagem de um modelo de gaseificação em leito fluidizado. Fases no leito Uma fase. Duas fases: bolha e emulsão. Três fases: nuvem, bolha e emulsão. Regime do fluxo de gás Zero dimensional. Unidimensional ou plug-flow. Bidimensional. Bem agitado. Regime do fluxo de sólidos Bem agitado em compartimento. Instantânea ou apenas equilíbrio. Não considerada. Instantânea. Entre as fases. Reações químicas Combinação de bem e mal agitado. Bidimensional. Considera taxas mais algum tipo de controle. Devolatilização Liberação homogênea. Transferência de calor Proporcional à mistura ou taxa de alimentação. Distribuição do tamanho de partículas Difusão e cinética controlada. Entre as fases e superfícies imersas. Variação não incluída. Variação devida às reações químicas. Variações devidas ás reações, atrito e arraste para o freeboard. Não considerado. Considera apenas o fluxo descendente de partículas. Processos no freeboard Considera apenas o fluxo descendente de partículas e reações químicas. Considera os itens anteriores além de transferência de calor para os tubos. GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) resumem que a maioria dos modelos GLF dispostos na literatura são unidimensionais e de estado estacionário baseados na teoria de duas fases de fluidização. 34

53 4.1 Modelagem no CeSFaMB O modelo matemático utilizado é o disponível no programa de simulação CeSFaMB (Comprehensive Simulator of Fluidized and Moving Bed Equipment), que desde sua versão original (1987) tem os seus resultados comparados com dados de várias operações reais em diversas escalas, sempre alcançando desvios baixos entre os resultados da simulação e condições reais de operação. Constantemente são feitas melhorias e atualizações no modelo acarretando a diminuição gradual no nível dos desvios (SOUZA-SANTOS, 2012). No manual da versão 58.0 SOUZA-SANTOS (2014) salienta que o CeSFaMB constitui um programa abrangente de simulação para leitos fluidizados borbulhantes e circulantes, assim como para equipamentos de leito móvel de corrente ascendente e descendente. O CeSFaMB inclui fenômenos relevantes ao processo, mas apresenta simplificações importantes como, por exemplo, regime permanente e escoamento unidimensional. Considera que os fenômenos difusivos são desprezíveis se comparados com os convectivos, devido à velocidade de escoamento do agente gaseificador (CASTELLANOS, 2012). Destarte, o programa é um compromisso entre a acurácia ideal da simulação e o tempo de processamento. De acordo com GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010), o modelo desenvolvido pelo professor Márcio de Souza Santos é um dos mais avançados e validados para gaseificadores de leito fluidizado. MOUTSOGLOU (2012) utilizou o modelo para gaseificação em leito fluidizado borbulhante e afirma ter obtido êxito em simular o reator em questão. Em SOUZA-SANTOS (2008) foi publicado que expansões do modelo e do programa de simulação permitiram reproduzir o funcionamento real com unidades de leito fluidizado circulante. De forma geral a Tab. 4.2 mostra alguns trabalhos que ajudaram a validar o CeSFaMB nesses últimos anos. Nos tópicos seguintes será mostrado um resumo das premissas básicas do modelo para leito fluidizado circulante e as principais equações adotadas para descrever o processo de gaseificação em CFB. 35

54 Tabela 4.2: Alguns trabalhos que utilizaram o modelo CeSFaMB. Trabalhos Estudos preliminares sobre a geração de energia avançadas baseadas em ciclo combinado usando uma única caldeira de leito fluidizado de alta pressão e consumo de bagaço de cana A comparação entre pradaria cordgrass e gramíneas como biomassa para a produção de gás de síntese Comprehensive Simulator (CSFMB) Aplicado a caldeiras e gaseificadores de leito fluidizado circulante Análise unidimensional detalhada da gaseificação de bagaço de cana em reator de leito fluidizado borbulhante Projeto e avaliação computacional do desempenho de um gaseificador de leito fluidizado circulante para obtenção de gás de síntese a partir de bagaço de cana de açúcar Avaliação computacional de um sistema de gaseificação em leito fluidizado utilizando o software CSFB Autores SOUZA-SANTOS e CHAVEZ (2012) MOUTSOGLOU (2012) SOUZA-SANTOS (2008b) CASTELLANOS (2012) MENDOZA (2009) MELO (2008) Modelo fenomenológico, unidimensional e estacionário Dentre os modelos de fluidodinâmica, destacados por GÓMEZ-BAREA e LECKNER (2010) e resumidos no capítulo anterior, o modelo utilizado no presente trabalho se classifica como fenomenológico. De acordo com o seu criador SOUZA- SANTOS (2010), o modelo aplicado no programa é um FM e como tal é baseado em equações fundamentais, como as leis da termodinâmica, as leis de conservação, e equações constitutivas que são fundamentadas em correlações empíricas ou semiempíricas. O modelo impõe que todas as propriedades ou condições dentro do equipamento variam apenas em uma coordenada do espaço. Como resultado desta hipótese o modelo simplifica os cálculos e o tempo de computação, mas pode se privar na representação de alguns processos ou casos a serem simulados. 36

55 Na verdade a adoção do modelo unidimensional é uma consequência da escolha de regime plug-flow (pistonado), vide Fig. 4.1, para modelar o fluxo de gás que atravessa o leito. Observando-se a Fig. 4.1, fica evidente que para um regime laminar de escoamento (Fig. 4.1-a) uma abordagem bidimensional é exigida, já que há variações tanto na direção radial como na vertical. Porém, quando o modelo pistonado (Fig. 4.1-b) é adotado, despreza-se as variações na direção radial em detrimento das variações no sentido axial (SOUZA-SANTOS, 2010). Figura 4.1: Esquema de regime laminar (a) e regime plug-flow (b) (adaptado de SOUZA-SANTOS, 2010) Para Souza-Santos, a operação no regime estacionário pode ser adotada para o modelo. Segundo ele, as taxas de alimentação e saída de gás e sólido são relativamente constantes. Alguns casos possuem intervalos, que caracterizariam fora do regime permanente, porém as variações causadas são mantidas dentro de 10% do valor total. Logo, a operação pode ser encarada como estado estacionário (SOUZA-SANTOS, 2010). 37

56 Fases na região densa O gaseificador é separado em duas regiões: a região densa e a região diluída. Um dos aspectos abordados na modelagem do processo em questão é o número de fases a se considerar na região densa. No CeSFaMB, o modelo utilizado é o de Toomey e Jonhstone de 1952 que considera a região como constituída de duas fases: emulsão e bolha. A fase de emulsão é constituída de partículas sólidas e gás intersticial. Nesta fase estão presentes quase todas as partículas, sendo conhecida como região densa e onde ocorrem a maior parte das reações gás-sólido. Já a fase de bolha é praticamente livre de sólidos, as bolhas crescem no leito a partir do distribuidor (fundo) e ganham velocidade para a parte superior, o que ocasiona uma diferença de pressão entre a parte superior e a inferior da bolha. Desta forma, pequenas partículas da emulsão são arrastadas para a região de menor pressão da bolha, porém essas partículas não representam uma porção significativa nesta fase. Embora o regime de fluidização rápida, comum em casos de leito circulante, permita que alguma partícula exista no interior da bolha, as reações gás-sólido são negligenciadas para este caso. A Fig. 4.2 representa as fases consideradas no leito. Figura 4.2: Fases da região densa: bolha e emulsão (adaptado de GAO et al., 2013). A distribuição de fluxo de gás entre as duas fases é importante, especialmente em sistemas reativos, pois o gás na emulsão está em contato direto com as partículas sólidas, 38

57 enquanto o gás na bolha não (CASTELLANOS,2012). Conforme DESHMUKH et al. (2005), a teoria de Toomey e Johnstone sugere que o fluxo de gás na fase de bolha é igual ao excesso de fluxo de gás acima do que é exigido para mínima fluidização. Reações químicas e modelo de devolatilização O processo de gaseificação é constituído tanto de reações homogêneas como de reações heterogêneas. O modelo utilizado no programa dispõe de um conjunto de mais de 100 reações, cujas principais foram apresentadas no segundo capítulo. Para cada tipo de reação química (i), a taxa de produção ou consumo (R) de um determinado componente (j) pode ser descrito por: R tipo,j = M j i v ij r i (4.1) onde r i é a velocidade da reação e é descrita pela cinética de cada reação específica. Um estudo mais detalhado dos cálculos de cinética química pode ser encontrado em CASTELLANOS (2012), SOUZA-SANTOS (2010), TURNS (2000). As reações heterogêneas envolvem duas fases distintas de reagentes, neste caso o combustível sólido reage com o gás fluidizante. Sendo assim, as taxas das reações dependem e podem ser limitadas pela transferência de massa entre as fases. O programa permite a escolha entre dois modelos limitantes para situações de reações heterogêneas gás-sólido: o modelo de núcleo exposto e o modelo de núcleo não exposto. No modelo de núcleo não exposto (Fig. 4.3-a), para que as reações se iniciem, o gás deve sobrepujar uma camada de material inerte reagido até que alcance o núcleo reativo da partícula. Já no modelo de núcleo exposto (Fig. 4.3-b), a camada envoltória do núcleo é decomposta em partículas muito pequenas. Logo, o núcleo está sempre exposto ao ambiente gasoso. 39

58 Figura 4.3: Modelos de núcleo não exposto (a) e núcleo exposto (b) para reações heterogêneas gás-sólido (adaptado de Souza-Santos, 2010). Como mencionado na seção 2.1, a pirólise consiste na quebra ou devolatilização das moléculas maiores de combustível em produtos de menores cadeias moleculares. As taxas nas quais estes produtos são formados consistem na cinética da devolatilização. Alguns autores destacam o modelo de cinética que pode ser baseado em apenas uma reação global (FIORI et al., 2012) ou em uma série de reações em paralelo (NUNN et al., 1985). O programa utiliza, para o caso de biomassa, o modelo de pirólise proposto por NUNN et al. (1985) para calcular o rendimento de voláteis: dw j dt = k j(w j,lim w j ) (4.2) aqui, wj representa a fração mássica de um determinado composto volátil j produzido por sua reação. wj,lim consiste na fração mássica da espécie de gás j na mistura gasosa que seria obtida caso a temperatura de pirólise seja mantida durante um tempo numa determinada temperatura limite. Já o coeficiente kj é obtido por Arrhenius: k j = k 0,j exp ( E j R T ) (4.3) 40

59 Este modelo baseado em uma série de reações impõe que cada componente de devolatilização é produzido/consumido por uma reação individual. De acordo com SOUZA-SANTOS (2014), em processos de gaseificação, devido às altas temperaturas, o processo de pirólise rápida ocorre e todo material volátil deixa a matriz sólida pouco tempo após a entrada no leito. Transferências convectivas e composição de partículas sólidas Nas equações de transporte é suposto que, devido às altas velocidades de circulação de partículas e elevados fluxos de massa de gás, a transferência de massa por difusão e de energia por condução na direção axial é desprezível se comparada com as transferências convectivas. Devido à alta taxa de circulação de partículas, pode-se considerar a composição da região densa como homogênea. Variação granulométrica das partículas no regime permanente No processo de gaseificação existe uma série de fatores que contribuem para variação na distribuição granulométrica original das partículas. Os efeitos são: redução de tamanho devido a reações químicas, a geração de finos por atrito entre as partículas e componentes internos do reator e, o incremento no tamanho médio das partículas ocasionado pelo arraste de finos ao freeboard. SOUZA-SANTOS (2010) baseia-se nestes fatores para desenvolver um balanço de massa que considera diferentes tipos (m) e tamanhos (L) de partículas: w m,l F SL,m + Γ m,l = w I,m,L F I,m + Γ m,l+1 + (F Y,m,L,z=zD F Y,m,L,z=zF ) + F R,m,L (4.4) 41

60 O primeiro termo da esquerda representa a perda de partículas por correntes que deixam o leito. Já o segundo indica a taxa de produção de finos, ou seja, é a perda de partículas de tamanho L que por atrito tonam-se L-1. Do lado direito, o primeiro termo refere-se a entrada de partículas tipo m e tamanho L no leito devido à alimentação (I). O termo seguinte simula o ganho de partículas m,l ocasionado pelo atrito das partículas de tamanho L+1. O terceiro termo indica o retorno das partículas que não deixaram o sistema pelo topo do freeboard. Finalmente, tem-se as partículas que são recirculadas ao leito. O fluxo de massa das partículas que deixam o leito pode ser obtido por: F SL,m = F L,m + F R,m + F Y,m,z=zD F Y,m,z=zF (4.5) 4.2 Equações básicas O CeSFaMB tem sido utilizado por alguns autores, por exemplo, CASTELLANOS (2012) e MELO (2008), para operações em leito fluidizado borbulhante. Porém, em SOUZA-SANTOS (2008) o programa é utilizado para reproduzir as operações em leito fluidizado circulante e são apresentados detalhes de considerações e critérios que devem ser adotados para adaptar o modelo ao leito circulante. A primeira adaptação importante é a substituição dos termos leito e freeboard para região densa e região diluída, respectivamente. As diferenças mais significativas entre os dois métodos de leito fluidizado são: A velocidade superficial do gás é maior nos equipamentos de leito circulante, para um leito composto de partículas de mesmo tamanho médio e densidade. No regime de leito circulante, as bolhas formadas são maiores e muitas vezes ocorre a formação do fluxo slugging ou até mesmo de fluidização turbulenta. Esse fato ocasiona uma grande presença de partículas na região diluída. Logo, uma porção considerável de reações gás-sólido também incidem nesta região. Sendo assim, a adaptação do modelo para casos circulantes possui como maior preocupação o fato de que uma grande parte das partículas estão presentes na região diluída (ou freeeboard para leitos borbulhantes). Assim as equações relacionadas com a 42

61 dinâmica são diferentes. Para o caso de gaseificação em leito fluidizado circulante, SOUZA-SANTOS (2007) utiliza as relações aplicadas por WEN e CHEN (1982). As principais estão relacionadas a seguir. Taxa de arraste: F Y,m,l = F X,m,l + (F Y,m,l,z=zD F X,m,l )exp [ a Y (z z D )] (4.6) A taxa de elutriação: F X,m,l = w m,l ρ m (1 ε F,m,l ) (U G U t,m,l ) S (4.7) E a taxa de arrasto no topo da região densa, é fornecida por: F Y,m,l,z=zD = 3,07x10 9 S 2 d B,z=zD ρ 3,5 G g 0,5 x (U 2,5 G U G,mf ) z=zd 2,5 f μ m (4.8) G Outras equações importantes, são as de conservação de massa e energia para as regiões densa e diluída. Balanço de massa para o gás na emulsão: df GE dz 3 m=1 ds = R se,m het,se,i + dz R hom,geb,i dv ge dz F B Ge,i ds B dz (4.9) O primeiro termo da parte direita da equação é a contribuição devido a produção (ou consumo) do componente i por meio das reações heterogêneas (gás-sólido). O segundo termo se refere a contribuição das reações homogêneas (gás-gás). Já o último termo está relacionado à transferência de massa do componente entre as fases (bolha e emulsão). 43

62 Balanço de massa na bolha: df i,b dz = R hom,b,i dv B F ds B dz B Ge,i dz (4.10) Os termos desta equação se assemelham aos da Eq. 4.9, porém graças as suposições do tópico 4.1.2, não existe nenhum termo que envolve a produção ou consumo devido às reações heterogêneas. Em CASTELLANOS (2012), SOUZA-SANTOS (2010), SOUZA-SANTOS (2007) estão disponíveis mais detalhes, como as equações de conservação de energia que são aplicadas no modelo. 44

63 5 DESCRIÇÃO DO GASEIFICADOR O sistema de gaseificação a ser modelado é uma planta piloto da Universidade Técnica de Delft (TUDelft). A planta piloto tem sido utilizada em pesquisas de gaseificação, como as de SIEDLECKI (2011), MENG (2012) e LEITE (2014). Esses estudos anteriores apresentam uma visão detalhada do gaseificador. A Fig.5.1 representa parte do sistema de gaseificação disponível em TUDelft. Figura 5.1: Imagem do gaseificador de leito fluidizado circulante de TUDelft (adaptado de LEITE,2014). 45

64 Aqui são expostas apenas as características necessárias à modelagem do equipamento no programa CeSFaMB. A Fig.5.2 representa um esquema do gaseificador modelado. Figura 5.2: Esquema do gaseificador CFB modelado (adaptado de MENG, 2012). No que concerne à geometria, o gaseificador consiste de um tubo de subida (riser) de 5,5 m de comprimento e 83 mm de diâmetro interno. O reator é de leito fluidizado circulante e conforme LEITE (2014) é composto de três sistemas principais: sistema de alimentação, sistema de gaseificação e sistema de aquecimento. O sistema de gaseificação (Fig.5.2) é constituído por: riser, o reator de escoamento ascendente, onde ocorrem as reações químicas, secagem e pirólise; ciclone, que é responsável pela separação entre sólido e gás; o gás é encaminhado ao sistema de limpeza e os sólidos retornam ao riser; possui diâmetro interno de 102 mm; atura total de 630 mm, sem o flange; dimensões 46

65 de entrada de 21x50 mm (largura x altura); saída de gases com diâmetro de 54 mm e saída de sólidos de 45mm de diâmetro interno; downcomer é o tubo de descida responsável pelo retorno dos sólidos provenientes do ciclone para o reator; válvula L, responsável pelo controle da taxa de recirculação e por evitar que os gases ascendam pelo downcomer. O sistema de alimentação é responsável pela entrada do agente gaseificador, necessário para as reações de gaseificação no riser, e pela alimentação de sólidos (combustível e inerte): alimentação de sólidos é responsável pela adição de três tipos de sólidos no riser, o combustível, o material do leito e algum aditivo; possui uma taxa máxima de alimentação de biomassa de 20 kg/h e dois pontos de admissão de combustível, um imediatamente acima da placa de distribuição de gás e outro a 900 mm da placa; o sistema de alimentação é constantemente varrido por uma corrente de nitrogênio para garantir condições de atmosfera inerte. alimentação de gases, que consiste no agente gaseificante, se dá através da placa de distribuição (z = 0); o distribuidor consiste de nove tubos de injeção com diâmetro interno de 4 mm e externo de 6mm, cada tubo possui dois orifícios de saída de gases de 2 mm cada. Para o aquecimento do reator, é utilizado um sistema de resistências elétricas e fitas de aquecimento. No total são 20 aquecedores de resistência no riser e mais 20 no downcomer. Cada resistência possui 400 mm de comprimento e potência de 2,4 kw. A temperatura máxima de operação fica em torno dos 1200 C. O ciclone tem um aquecedor de 2,4 kw e o topo do riser e os tubos de gás têm fitas de aquecimento com temperatura máxima de operação de 1000 C. O sistema de limpeza de gases é composto de dois filtros de vela, e posteriormente o gás é enviado para o sistema analítico para a medição de componentes. Em resumo a Tab. 5.1 mostra as análises e componentes medidos nos testes. 47

66 Tabela 5.1: Resumo dos métodos analíticos e componentes medidos (LEITE, 2014). Instrumento/Técnica Componentes Desvio padrão Acurácia analítica medidos repetibilidade Hartman & Braun URAS10P Espectroscopia de CO2 e CO 98% 0,5% infravermelho não dispersivo (NDIR) Hartman & Braun Magnos6G Analisador O2 98% 0,5% Paramagnético (PM) Varian CP 4900 μgc Benzeno, Tolueno e n/a 1% módulo CP-Sil 5CB, 4m Xileno (BTX) Varian CP 4900 μgc N2, CO, CO2, H2, 98% 1% módulo CP-COX, 1m CH4 Espectroscopia de infravermelho por transformada de Fourier CO2, CH4, C2H4, CO, 98% 10% (FTIR) ThermoElectron C2H2 Nicolet 5700 célula aquecida de gás (150 C) Espectroscopia de infravermelho por transformada de CO2, CH4, C2H4, CO, Fourier (FTIR) C2H2, COS, HCN, 98% 10% ThermoElectron H2O, NH3 Nicolet 5700 célula aquecida de gás (150 C) Teor de água por H2O n/d n/d gravimetria Adsorção por fase sólida P.A.H, fenólicos 94% 1,7% (SPA) 48

67 6 ANÁLISE COMPARATIVA O simulador CeSFaMB é utilizado na tentativa de reproduzir um conjunto de resultados experimentais. A contribuição de LEITE (2014), que realizou uma série de experimentos com o gaseificador descrito no Cap. 5, foi essencial para atingir os objetivos. 6.1 Descrição dos Experimentos A metodologia completa para a realização dos experimentos na planta de gaseificação está disponível em LEITE (2014). Com base em experimentos prévios realizados em TUDelft, três fatores foram escolhidos como variáveis independentes: as vazões mássicas de oxigênio, de vapor e de biomassa. Foi utilizado um planejamento experimental de 2 níveis, que define o número de experimentos como 2 k com k sendo o número de variáveis. Desta forma seriam 8 experimentos (2 3 ), porém foi realizada uma réplica dobrando os experimentos para 16, e ainda foram realizados mais dois experimentos no ponto central, resultando assim em 18 experimentos mais um experimento exploratório. Outra estratégia utilizada por LEITE (2014) foi adimensionalizar as variáveis independentes, fazendo com que os fatores k sejam 2. Fator estequiométrico (λ): corresponde à razão entre a quantidade de oxigênio presente no processo e a quantidade estequiométrica necessária para a combustão completa do combustível. Razão vapor/biomassa (SB): razão entre a quantidade de vapor e de biomassa que entra no sistema. Assim, o número de experimentos se reduz para 2 k=2 = 4. Foi também adotada a utilização de 4 pontos centrais e mais 2 réplicas. Desta forma, o número total de experimentos realizados são: 16 experimentos mais 1 exploratório. No que diz respeito às simulações efetuadas, o experimento exploratório não foi simulado. Logo, são 16 experimentos simulados no CeSFaMB. 49

68 A Tab. 6.1 expõe os valores das variáveis independentes nos casos experimentais. Além disto, a gaseificação realizada contou com uma corrente de N2 de cerca de 3,96 kg/h e o gaseificador foi aquecido até no máximo 850 C, por motivos de segurança. Tabela 6.1: Variáveis experimentais (Adaptado de LEITE, 2014). Experimentos Biomassa, Oxigênio, Vapor, kg/h kg/h kg/h λ S/B 1 15,65 7,00 9,91 0,38 0, ,20 4,00 14,70 0,22 0, ,61 6,40 14,41 0,37 0, ,87 6,60 9,91 0,37 0, ,15 6,00 11,40 0,36 0, ,86 5,99 11,40 0,36 0, ,28 4,00 14,70 0,25 1, ,04 6,24 13,95 0,38 1, ,09 6,40 8,71 0,36 0, ,97 6,00 11,40 0,34 0, ,64 6,28 14,43 0,36 0, ,44 4,00 14,70 0,23 1, ,61 7,00 12,60 0,25 0, ,08 6,00 11,40 0,33 0, ,67 6,40 10,50 0,27 0, ,39 6,15 10,34 0,27 0, Dados de Entrada do CeSFaMB Para a realização das simulações no CeSFaMB outros dados de entrada são necessários. Os principais dados são os parâmetros de convergência numérica, os dados geométricos do reator, as características dos sólidos (inerte e biomassa), a vazão, a composição do agente gaseificador utilizado e mais alguns parâmetros operacionais como pressão e temperatura de alimentação, por exemplo. O conjunto completo com todos os dados de entrada está presente no anexo A. Parâmetros de convergência numérica São os dados utilizados pelo programa para alimentar o algoritmo de solução numérica do sistema de equações. Os parâmetros mais importantes definem o intervalo de busca da solução, o desvio máximo permitido na solução, a tolerância máxima 50

69 permitida para a integração numérica, a forma de determinar a região de devolatilização no leito, o método de integração das equações diferenciais e o método para solução das equações diferenciais não lineares (CASTELLANOS, 2012). Logo, os principais parâmetros são listados a seguir: CCMINP: Porcentagem mínima suposta de conversão de carbono no leito. É uma estimativa que define o valor mínimo esperado de conversão de carbono sólido em gases no interior do leito. O carbono está disponível na fração de voláteis e de carbono fixo no combustível sólido, porém devido aos processos físicos e químicos parte passa para forma gasosa, presente em vários compostos como CO2, CO e hidrocarbonetos (SOUZA-SANTOS, 2012). CCMAXP: Porcentagem máxima suposta de conversão de carbono no leito. É a estimativa para o valor esperado de conversão de carbono no leito. CCDEVP: Desvio máximo para a conversão de carbono fixo no leito. É a tolerância necessária para os cálculos de convergência de carbono fixo no leito. O manual do simulador adverte o usuário a se atentar à relação tempo de computação e o valor necessário para este parâmetro. Valores pequenos são preferidos por maiores precisões, mas acarretam em maior tempo computacional. Durante as simulações observou-se que em alguns casos são necessários aumentos desta tolerância para obtenção de convergência numérica. TOLMB: Critério de convergência para a integração numérica nos balanços de massa e energia. O parâmetro controla a convergência da integração numérica. Este dado serve como tolerância para a integração do sistema de balanço diferencial de massa e energia no gaseificador. À medida que TOLMB diminui, o erro acumulado durante a integração também diminui. Entretanto, para este termo deve-se ter o mesmo cuidado que CCDEVP, para que não se aumente excessivamente o tempo de computação (SOUZA-SANTOS, 2012). Os parâmetros acima afetam o número de iterações necessárias para a convergência numérica do programa. O CCMINP é utilizado para a primeira iteração. Já que com este valor o programa calcula as conversões do combustível sólido e as equações diferenciais de equilíbrio de massa e energia. Uma vez concluída a integração no leito, o valor de conversão de carbono fixo no combustível sólido é calculado e comparado com o CCMINP. Caso o valor seja maior, o programa segue para a próxima iteração utilizando 51

70 o CCMAXP. Se o novo valor calculado for menor que o CCMAXP a próxima iteração se inicia utilizando-se novamente o CCMINP e assim sucessivamente. Caso o valor para conversão de carbono fixo calculado seja menor que o CCMINP ou maior que o CCMAXP, o simulador cessa a execução e indica ao usuário que utilize outros valores iniciais. O programa alcança a convergência quando a diferença entre o valor suposto seja menor que o parâmetro CCDEVP. A rotina de integração resolve um sistema de equações diferenciais acopladas a cada passagem através da região densa. O número destas passagens completas ao longo da região depende do CCDEVP desejado, e o quão próximos estão os valores supostos (CCMINP e CCMAXP) (SOUZA-SANTOS, 2012). Já os parâmetros apresentados abaixo referem-se à forma como o simulador resolverá as equações diferenciais e a determinação da região de devolatilização. Estes são um conjunto de parâmetros que podem ajudar a promover a convergência, simbolizados de ICONV. INCONV(1): Define a estratégia básica para o balanço de energia usado para definir as condições de contorno na base do leito. Requer um valor de teste para a temperatura média do leito próxima ao distribuidor. O padrão, utilizado nas simulações, instrui o programa para aplicar uma estratégia mais simples com base no valor do poder calorífico do combustível e na conversão de carbono ou energia liberada durante a combustão. INCONV(2): Define a forma como é determinada a região das reações especiais (devolatilização e secagem). Por exemplo, as reações de devolatilização (pirólise) tendem a ocorrer próximo da posição de alimentação de combustível. No entanto, estas reações tendem a ocorrer muito rapidamente a elevadas temperaturas. O CeSFaMB utiliza-se de dois modos para estimar a região na qual essas reações ocorrem. O método usual, segundo SOUZA- SANTOS (2012), se baseia em cálculos complexos com base nas velocidades das reações e a taxa de circulação de partículas. Caso as reações de pirólise sejam mais rápidas que as taxas de circulação, a região de devolatilização em torno do ponto de alimentação de combustível aumenta. O segundo método, considerado padrão para o simulador, utiliza a faixa de temperatura, onde ocorre a pirólise, por exemplo, ( K), para estimar a região em torno 52

71 da alimentação afetada pela devolatilização. Da mesma forma ocorre para a secagem. INCONV (6): Permite ao usuário ajustar o método de resolução das equações diferenciais não lineares, para o caso de equações mais rígidas. Figura 6.1: Interface do CeSFaMB entrada dos parâmetros de convergência numérica. Parâmetros geométricos e físicos do equipamento A geometria básica do gaseificador utilizado é descrita no Cap. 5. Aqui será descrito como e quais parâmetros são necessários para a compilação no simulador. O simulador possui uma grande quantidade de parâmetros geométricos que podem ser desconhecidos ou mesmo não relacionados ao reator real. Para isto, o manual do CeSFaMB (SOUZA-SANTOS, 2012), dispõe de valores padrões que devem ser adotados. De forma geral, a Fig. 6.2 demonstra os principais dados geométricos e físicos exigidos para simulação e que definem um gaseificador de leito fluidizado. 53

72 Figura 6.2: Principais parâmetros geométricos e físicos que definem um gaseificador para o CeSFaMB (adaptado de SOUZA-SANTOS, 2012). A Fig.6.2 representa um gaseificador de leito fluidizado genérico que também pode ser utilizada para ilustrar os aspectos básicos do equipamento de leito circulante. Basta substituir as palavras leito e freeboard por região densa e região diluída, respectivamente. A Tab. 6.2 traz as principais características do reator, utilizado por LEITE( 2014) na realização dos experimentos de gaseificação, que se fizeram necessárias para implementação no simulador. 54

73 Tabela 6.2: Principais parâmetros físicos e geométricos do gaseificador. Parâmetro Símbolo no CeSFaMB Valor Diâmetro interno do equipamento DIAME 0,083 m Posição z relativa ao diâmetro interno ZPOSE 0 5,4 m Comprimento do leito ZD 0,05 m Posição da principal saída de gases ZF 5,4 m Diâmetro dos orifícios no distribuidor DOD 0,003 m Número de orifícios no distribuidor NOD 18 Diâmetro interno das flautas no distribuidor DIFLUT 0,004 Diâmetro externo das flautas no distribuidor DOFLUT 0,005 Número de flautas no distribuidor NFLUT 9 Número de ciclones NCY 1 Diâmetro interno da região cilíndrica do ciclone DCY m DIAME, na Tab. 6.2 corresponde a uma matriz que descreve o diâmetro interno do equipamento em várias posições. ZPOSE é a matriz que descreve as posições dos respectivos DIAME. Portanto, o simulador permite que o usuário defina detalhadamente o perfil geométrico do equipamento. A Figura 6.3 demonstra um esquema para a definição dos parâmetros citados numa geometria não constante. Figura 6.3: Esquema de um gaseificador de geometria não constante (adaptado de SOUZA-SANTOS, 2012). 55

74 O comprimento da região densa (ZD), deve ser medido da superfície do distribuidor para o topo da região densa. A principal posição de retirada de gás (ZF), na maioria dos casos, coincide com o comprimento total do espaço interno do equipamento ocupado pelas regiões densa e diluída. Para as informações referentes ao distribuidor foi utilizado o trabalho de (SIEDLECKI, 2011) que expõe mais detalhes do equipamento. A placa de distribuição de gás, que é do tipo da Fig. 6.4, é constituída de nove flautas (NFLUT) com dois orifícios em cada, totalizando 18 (NOD). Figura 6.4: Esquema de um distribuidor com flautas genérico (adaptado de SOUZA- SANTOS, 2012). Por fim, de ilustração, a Figura 6.5 demonstra a interface do simulador onde estes dados geométricos são inseridos. Figura 6.5: Interface introdução dos principais parâmetros geométricos no simulador. 56

75 Dados do equipamento jaqueta de aquecimento No sistema de aquecimento da planta de TuDelft, cada parte do gaseificado (riser, downcormer, ciclone e tubos de saída de gás) possui seu próprio equipamento de aquecimento. MENG (2012), SIEDLECKI (2011) e LEITE (2014) possuem uma descrição detalhada do sistema de aquecimento. Basicamente, o riser, downcorner e o ciclone são aquecidos por meio de aquecedores de fibra de cerâmica que podem alcançar a temperatura máxima de 1200 C. Além disto, a parte superior do riser e os tubos de saída de gases possuem outro sistema de aquecimento a parte. O agente gaseificador é pré-aquecido normalmente a 360 C, podendo atingir temperaturas de 400 C. No simulador existem algumas opções de jaqueta de aquecimento para o reator, que são correspondentes ao parâmetro JACKET. As duas primeiras consistem em se alimentar água líquida e gerar vapor saturado. Outra opção é utilizar um fluxo de gás forçado na jaqueta. Por último, o CeSFaMB modela um sistema de aquecimento elétrico que pode ser definido em torno de todo o riser, ou em uma parte dele. Testes preliminares realizados no simulador mostraram que a opção de aquecimento elétrico proporcionou melhores resultados. Esta opção permite um melhor controle da temperatura do reator, ao admitir que taxa de energia (AHRJK) seja adicionada ou retirada do interior do gaseificador. A Figura 6.6 refere-se a uma montagem da interface do simulador para a inclusão dos principais dados da jaqueta de aquecimento. Figura 6.6: Montagem dos principais parâmetros referentes ao aquecimento externo do gaseificador. 57

76 Caracterização dos sólidos Entre os sólidos possíveis e permitidos pelo programa para o processo de gaseificação, estão o combustível, absorventes, se houver, e o material inerte que compõe o leito de partículas. Estes tipos são diferenciados pelo índice m = 1, 2 ou 3 respectivamente. O combustível sólido (m = 1) utilizado para as simulações, bem como nos experimentos de LEITE (2014) é o bagaço de cana de açúcar. O simulador permite uma variedade de materiais carbonáceos, como combustível para o processo que são definidos pelo símbolo MTKINDC(i). Para o bagaço de cana MTKINDC(i) = 8. Os primeiros parâmetros para a caracterização do combustível são os parâmetros físicos e de alimentação (Fig. 6.7): Figura 6.7: Parâmetros de alimentação do combustível (interface gráfica CeSFaMB). Poder calorífico superior. No programa, representado pelo símbolo HHVDBC, o poder calorífico superior em base seca é definido como o calor liberado quando uma unidade de quantidade de combustível é completamente queimada e os produtos da combustão são arrefecidos até a temperatura em que se encontravam os reagentes, a qual normalmente é a temperatura ambiente (KRISHNAMURTHY et al., 2014). Procedimentos experimentais normalmente informam apenas o poder calorífico superior (PCS) em base seca (DRY). Um dos métodos mais utilizados para esta 58

77 determinação faz uso de uma bomba calorimétrica (Fig. 6.8) e de cálculos de calorimetria, (KRISHNAMURTHY et al., 2014). O programa calcula o valor em base úmida por: PCS WET = [1 AMTPES(1) ] PCS 100 DRY (6.1) em que: PCSWET é o poder calorifico superior (base úmida) da biomassa; AMTPES(1) corresponde ao percentual em massa de umidade na biomassa. Figura 6.8: Bomba calorimétrica (adaptado de KRISHNAMURTHY et al., 2014) O PCS pode ainda ser encontrado através de correlações baseadas na composição elementar do combustível. CHANNIWALA e PARIKH (2002) apresentam uma equação geral para um grande número de combustíveis, que inclui o bagaço de cana-de-açúcar, com um erro na ordem de 1,45%: PCS = 0,3491C + 1,1783H + 0,1005S 0,1034O 0,0151N 0,0211A (6.2) 59

78 Com a Eq. 6.2 deve-se atentar para os seguintes fatos: os valores inseridos e o obtido são em base seca, o poder calorífico sai em MJ/kg e as composições devem estar entre uma faixa de valores definidos no trabalho dos autores. LENÇO (2010) traz uma série de equações que também são capazes de calcular o PCS de um combustível, porém, desta vez, através da análise imediata e de acordo com ele a que se ajusta melhor ao bagaço é a Eq. 6.3 oriunda do trabalho de CORDERO et al. (2001). PCS = 354,3CF + 170,8VL (6.3) Desta forma a equação acima fica em função do teor de carbono fixo (CF) e de material volátil (VL) presente no bagaço, e o valor encontrado em kj/kg. A Tab. 6.3 reúne alguns dos valores de poder calorífico superior encontrado na literatura e também os calculados pelas Eqs. 6.2 e 6.3, utilizando as análises disponibilizadas por LEITE (2014) para o bagaço de cana-de-açúcar. Tabela 6.3: Poder calorífico do bagaço de cana-de-açúcar (base seca). PCS (MJ/kg) Fonte 16,73 LEITE (2014) Calculado pela 18,53* Eq.7.2 Calculado pela 17,03* Eq.7.3 SILVA e MORAIS 18,25 (2008) Calculado a partir de 18,90** (BEN, 2014) *Valor calculado com base nas análises elementar e imediata de LEITE (2014) * *Valor calculado pela equação 6.1, com o valor de PCSwet com 50% de umidade disponível em BEN (2014) Como o objetivo é reproduzir os resultados experimentais obtidos em LEITE (2014), o valor utilizado nas simulações é o de 16,73MJ/kg para o poder calorífico do bagaço em base seca. 60

79 Vazão mássica, temperatura e posição de alimentação do combustível Os próximos valores inseridos no programa são os valores de vazão mássica (FMTESC) em kg/s, temperatura (TPESC) em K e a posição (ZFEEDC) em metros relativos à condição de alimentação do combustível. A vazão de alimentação é baseada nos experimentos simulados e nos casos planejados (capítulo 7). Já a temperatura de entrada é tida como a ambiente, considerada como 300 K. A posição de alimentação do combustível é tomada de acordo com o gaseificador de TUDelft, sendo medida a partir do distribuído (z = 0) e corresponde ao valor de 0,9 m. Análises imediata e elementar Conforme CORTEZ et al. (2008) a composição elementar de uma amostra é o conteúdo em porcentagem de massa de carbono (C), hidrogênio (H), enxofre (S), oxigênio (O), nitrogênio (N), umidade (W) e material residual (cinzas) (A). Já a composição imediata de uma amostra é o conteúdo em porcentagem de massa de carbono fixo (CF), voláteis (VL), umidade (W) e cinzas (A). A Fig. 6.9 ilustra como o programa computa os dados de análise imediata e elementar Figura 6.9: Composição imediata e elementar do combustível (Interface gráfica do CeSFaMB). 61

80 Os dados das análises foram resultado da caracterização do bagaço realizada por LEITE (2014). Nas Tabs. 6.4 e 6.5 são mostradas as análises elementar e imediata, respectivamente, fornecidas. Tabela 6.4: Análise elementar (base seca) do bagaço (LEITE, 2014). Elemento C O H N S Cl % massa 46,200 41,200 5,600 0,270 0,032 0,040 Tabela 6.5 Análise imediata do bagaço (LEITE, 2014). Análise imediata Voláteis Cinzas Carbono fixo %massa 77,9 6,6 15,5 Observando-se as tabelas acima e a Fig. 6.9 é possível constatar alguma discrepância nos valores utilizados. A diferença ocorre pois o CeSFaMB pede alguns compostos ou elementos que não estão incluídos na análise. Por exemplo, na análise elementar o programa necessita da inclusão das cinzas, o que não está de acordo com a análise disponível na literatura utilizada. O mesmo ocorre com a análise imediata, o CeSFaMB precisa da inclusão da umidade e os dados disponíveis estão em base seca. Para resolver este problema, foi utilizado um grupo de valores (Fig.6.9) disponibilizados pela equipe de gaseificação da PETROBRAS. Densidade, esfericidade e forma básica da partícula O programa demanda ainda de características físicas do combustível alimentado. Os primeiros parâmetros são relativos às densidades a granel, aparente e real que são exibidos na Fig Figura 6.10: Densidades do combustível alimentado (interface gráfica do CeSFaMB). 62

81 Outro fator importante que deve ser inserido pelo usuário é a esfericidade (FISPC) da partícula, assim como a forma básica (ISHAPEC). A esfericidade é definida pela razão entre a área superficial de uma partícula esférica com o mesmo volume de uma partícula de combustível alimentado e a área superficial da partícula de combustível alimentado. O programa permite a escolha entre três formas possíveis. Para ISHAPEC = 0 a forma de placa ou disco deve ser considerada; ISHAPEC = 1 a forma adotada é cilíndrica ou agulha e deve ser utilizada quando o comprimento da partícula é considerado muito maior que o diâmetro da mesma; por último, ISHAPEC = 2 quando a forma básica esférica é utilizada. Análise granulométrica do combustível É necessário informar a distribuição granulométrica das partículas de combustível alimentado. A granulometria ou análise granulométrica de sólidos é o processo que visa definir, para determinadas faixas pré-estabelecidas de tamanho de grãos, a percentagem em massa que cada fração possui em relação à massa total da amostra em análise. A Fig representa uma série de peneiras de abertura de malhas conhecidas e a Fig indica como os dados de granulometria são inseridos no CeSFaMB. Figura 6.11: Série de peneiras de abertura de malhas conhecidas (ABNT/NBR 5734/80) (Fonte: Site UFSM). 63

82 Figura 6.12: Distribuição granulométrica do combustível alimentado (Interface gráfica do CeSFaMB). Na Fig.6.12 nota-se que um diâmetro médio foi utilizado. O mais comum nos trabalhos de engenharia é o diâmetro médio de Sauter, que pode ser definido por: D = 1 Δxi i di onde xi é a fração mássica retida entre duas peneiras e di é a média entre as aberturas dessas peneiras. Após a descrição do combustível utilizado, características referentes ao material inerte que compõe o leito são exigidas. O material utilizado nos experimentos foi a magnesita, com a composição apresentada na Tab Tabela 6.6: Composição do leito de magnesita (LEITE,2014). Composição %massa MgO 86,65 CaO 4,76 SiO2 0,26 Fe2O3 7,57 Al2O3 0,18 As Cd Hg Pb <10 ppm <0,1 ppm <0,1 ppm <10 ppm 64