Moenda

CURSO DE OPERAÇÃO DE
MOENDAS

CENTRO DE TECNOLOGIA COPERSUCAR - CTC

SEÇÃO DE TECNOLOGIA DE MOAGEM

REV. 0 - JANEIRO / 1999

CURSO DE OPERAÇÃO DE MOENDAS

Índice

1 Transporte de Cana 3

2 Recepção e Manuseio de Cana 11

3 Alimentação 23

4 Alimentação - Cuidados Operacionais e de Projeto 37

5 Preparo de Cana 44

6 Alimentação do 1º Terno 59

7 Moagem de Cana 64

8 Sistema Hidráulico 83

9 Componentes da Moenda 104

10 Sistema de Embebição 105

11 Regulagem de Moenda 125

12 Montagem da Moenda 136

13 Avaliação do Desempenho da Moagem 148

1


CURSO BÁSICO SOBRE OPERAÇÃO E MONTAGEM DE MOENDAS

O objetivo deste curso é fornecer aos supervisores, encarregados, operadores e
mecânicos envolvidos com a área de moagem de cana-de-açúcar uma visão geral dos
equipamentos mais utilizados atualmente e informações sobre seu funcionamento e
cuidados na operação. Fornecemos também alguns parâmetros operacionais de
processo e uma visão rápida do controle analítico e sua interpretação para que os
encarregados possam corrigir as anomalias que venham a ocorrer.

A avaliação de alguns resultados fundamentais e a informação e conscientização dos
operadores diretamente envolvidos com o processo, sobre a importância desses
valores, são fundamentais para um desempenho eficiente do sistema de moagem.

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1 Transporte de Cana

1.1 Meios de transporte

As indústrias sucro-alcooleiras que são supridas com cana-de-açúcar como
matéria-prima, utilizam para transporte a via rodoviária, ferroviária e em
pequena escala, a fluvial. A ferroviária é muito difundida na Austrália. No Brasil
o transporte predominante, ou praticamente a sua totalidade, é feito por via
rodoviária.

Para o transporte rodoviário usam-se caminhões combinados com reboques
em diferentes configurações: caminhão simples, trucado, caminhão trucado
com um reboque (Romeu e Julieta), caminhão trucado com dois reboques
(treminhão) e um cavalo mecânico com dois reboques (rodotrem). As Figuras
1.1, 1.2, 1.3 e 1.4 mostram estas configurações. Para curtas distâncias,
dentro da fazenda, também se utilizam tratores com um ou mais reboques.

As configurações acima citadas valem tanto para o transporte de canas inteiras
ou picadas (toletes de aproximadamente 30 cm). A diferença reside no tipo de
carrocerias e também no carregamento e descarregamento de cana.

Figura 1.1 - Caminhão trucado para transporte de cana

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

Figura 1.3 - Caminhão com dois reboques: "Treminhão"

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

1.2 Tipos de carrocerias

Existem vários tipos de carrocerias que foram desenvolvidos ao longo do
tempo, à medida que os caminhões também foram modernizando-se. Hoje a
ênfase é no sentido de desenvolver sistemas versáteis que transportem cana
inteira e picada, utilizando-se o mesmo sistema de descarga e recepção.

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

São carrocerias mais antigas, com a parte frontal e traseira fechadas e a
lateral constituída de tubos verticais espaçados com altura de
aproximadamente 1,5 m. Estes tubos contém no seu interior troncos de

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madeira que se estendem até a altura total da carroceria. O
descarregamento é feito por hilo com cabo passante.

Figura 1.5 - Carroceria tipo fueiro para cana inteira

− Carrocerias convencionais para cana inteira (Fig. 1.6)

As mais recentes são totalmente confeccionadas em aço, sendo também
fechadas na parte frontal e traseira e as laterais semi-abertas. A descarga é
feita passando-se cabos de aço sob a carga, com as extremidades de um
lado enganchadas nas correntes pendentes da mesa e do lado oposto
enganchadas nos ganchos do balanção do hilo. Todas estas operações são
feitas no ato da descarga, o que requer uma elevada mão de obra. Para
diminuí-la e agilizar o sistema, os cabos foram fixados às carrocerias. Neste
caso, as extremidades de um lado dos cabos são presas na lateral superior
da carroceria do lado da descarga e as opostas, presas a um tubo ou perfil
que repousa na lateral superior oposta. A descarga é feita por hilo, cujo
balanção é provido de ganchos que levantam o tubo ao qual estão presos os
cabos, movimentando-o no sentido ascendente. Neste caso só se requer um
operário para manobrar o hilo, entretanto cada carroceria requer o seu
próprio conjunto de cabos.

No primeiro caso, a altura da traseira da mesa deve ser maior que a da
carroceria e no segundo caso, o contrário. Para poder utilizar os dois

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sistema de descarga varia-se a altura da traseira da mesa através de
sistema hidráulico, tornando o sistema mais versátil.

Figura 1.6 - Carroceria convencional para cana inteira

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

É uma carroceria totalmente fechada feita em chapa e perfis de aço. A
descarga é feita basculando-se a caçamba cujo eixo de articulação se
localiza na parte superior lateral do lado da descarga. O basculamento foi
previsto para ser feito com hilo, entretanto pode-se utilizar a ponte rolante
com balanção adaptado. Podem equipar os caminhões trucados, com um
reboque, treminhão ou rodotrem.

Figura 1.7 - Carroceria tipo caçamba para cana inteira e picada

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

Foi um dos primeiros tipos de carrocerias adotadas para cana picada
embora também transporte cana inteira. A descarga é efetuada por guincho
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hidráulico lateral provido de dois braços articulados que se engatam num
apoio da base da carroceria, basculando-a. À medida que a carroceria vai
sendo basculada, a tampa lateral se abre, fazendo a carga fluir.

Figura 1.8 - Carroceria com basculamento lateral para cana picada ou
inteira.

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

É uma carroceria fechada e totalmente independente do chassis de modo
que no carregamento na lavoura os caminhões não adentram nos canaviais,
ficando menos sujeitos ao desgaste. Nos canaviais os containers são
transportados por tratores e o descarregamento é feito através de guincho
hidráulico que rotaciona o container sobre si, até um ângulo que a carga
escoe. A vantagem deste sistema é que a descarga pode ser efetuada em
ambos os lados da carroceria. A capacidade de cada container pode variar
de 10 até 30 toneladas.

Figura 1.9 - Carroceria tipo container para cana picada

− Carroceria com sistema de tela para cana picada e inteira
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Trata-se de uma carroceria totalmente fechada e recoberta internamente
com uma tela. Esta é presa no sentido longitudinal da carroceria, na parte
superior do lado da descarga e, do outro lado, a um tubo longitudinal que
repousa também na parte superior da carroceria. O descarregamento é
efetuado por meio de hilo, cujo balanção levanta o tubo com a tela
movimentando-o no sentido ascendente, fazendo a carga tombar. Para a
descarga de cana picada, a parte frontal e traseira acima da carroceria são
fechadas por flaps, para que a carga não transborde. Os flaps possuem
movimentos de avanço, recuo e pivotamento, comandados por sistemas
hidráulicos para adaptar-se a diferentes tamanhos de carrocerias.

Por motivos econômicos, a tendência é a adoção somente de caminhões de
grande capacidade de carga, principalmente o rodotrem, ficando os
caminhões de pequena capacidade para utilização em distâncias curtas ou
em locais com insuficiência de espaço para manobra, e também em
determinadas estradas .

Em termos de tipo de cana a transportar, a tendência é a adoção de cana
picada. Os motivos são; mão-de-obra para corte cada vez mais escassa,
nova lei ambiental que restringe a queima de cana, necessidade de redução
no custo da colheita, etc. A cana inteira, no futuro, ficará restrita a locais
onde não é possível a mecanização devido a condições topográficas.

A capacidade de carga dos veículos depende muito do tipo de carregamento,
estado, variedade e arranjo da cana, etc. Na tabela 1.1 encontra-se um
indicativo da capacidade de carga dos diversos veículos mencionados acima.

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

Tipo de Veículo Toneladas

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Caminhão simples 10-13

Caminhão trucado 13-20

Romeu e Julieta 30-40

Treminhão 40-50

Rodotrem 50-60

1.3 Sistema de transporte

O sistema de transporte deve ser eficiente, sem no entanto haver ociosidade
excessiva de equipamentos. Deve fornecer cana em quantidade suficiente,
sem ocasionar parada da indústria por falta de matéria-prima, uma vez que
qualquer interrupção na moagem irá acarretar vários transtornos no processo
de fabricação e, em consequência, diminuirá a eficiência global da indústria, o
que é extremamente indesejável.

Uma usina de açúcar opera 24 horas ininterruptamente. As paradas só
ocorrem devido a chuvas ou para manutenção prevista na indústria quando
cessa o transporte de cana. A parada prevista para manutenção, em média a
cada 20 dias, tem a tendência atual de ser mais longa, com o intuito de
melhorar o aproveitamento de tempo.

A cana pode ser transportada continuamente durante 24 horas ou somente
durante um período, interrompendo-se parte da noite. A vantagem do
transporte contínuo é a utilização mais racional do sistema e o menor
investimento relativo. No entanto, os equipamentos estão sujeitos a maiores
desgastes e quebras, principalmente durante o período noturno. Quanto ao
transporte intermitente, há necessidade de maior quantidade de veículos,
tratores e colheitadeiras, o que acarreta um investimento maior nos
equipamentos e também a necessidade de investimento na infra-estrutura da
indústria para estocagem e posterior alimentação de cana. Um fator que deve
ser levado em conta no transporte de cana é a deterioração da matéria-prima

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após o corte. Além da perda de sacarose, no processamento na indústria a
qualidade do açúcar fica muito prejudicada e a fermentação torna-se mais
difícil. Via de regra, a cana deve ser processada no máximo 24 horas após o
corte.

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2 Recepção e Manuseio de Cana

2.1 Introdução

Toda a cana que entra na usina é pesada em balança do tipo plataforma.
Pesa-se o caminhão com carga ao entrar na indústria e novamente na saída, já
vazio, obtendo-se o peso da cana pela diferença. Alguns caminhões são
escolhidos dentro de um sistema estatístico preestabelecido para retirada de
amostras na sonda. A pesagem é necessária para controle da quantidade de
matéria-prima, pagamento de cana, cálculo da eficiência dos equipamentos e
global da usina, assim como para quantificar eventuais perdas. A pesagem e a
análise da matéria-prima são necessárias também para o controle químico e
balanço energético e de massa da usina.

A cana, como é uma matéria de baixa densidade, ocupa um volume
relativamente grande. A consequência deste fato é que os equipamentos para
seu manuseio terão, proporcionalmente, maiores dimensões. A densidade da
cana é influenciada por vários fatores, tais como: variedade, clima, arranjo
(cana ordenada em feixe, aleatório), estado (inteira, picada, desfibrada), altura
de estocagem, etc. Na Tabela 2.1 tem-se um indicativo das densidades da
cana em diversas situações.
Após a pesagem, a cana pode ser conduzida diretamente para processamento
ou ser estocada para posterior moagem. A cana picada, por ter maior
superfície exposta à deterioração, não é estocada.

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Tabela 2.1 - Densidade da cana

Estado da Cana * H (m) Densidade (kg/m 3)

Cana inteira no pátio 2,5 295 - 320

Cana inteira no barracão 7,0 295 - 370

Cana inteira na esteira 2,5 175 - 230

Cana picada na esteira 1,5 345 - 410

Cana desfibrada na esteira - 300 - 400

Cana picada no caminhão 2,0 400 - 500
* H Altura média do feixe de cana

2.2 Estocagem de cana

2.2.1 Pátios

Pátios são áreas de chão batido ou de concreto a céu aberto, sobre as quais
as canas são empilhadas. O manuseio de cana é feito através de tratores
providos de garras (Fig. 2.1), tanto para empilhamento quanto para posterior
suprimento das mesas alimentadoras. A capacidade de estocagem do pátio
está limitada à altura da elevação da garra do trator, que em média é de 2,5 m.
O peso específico médio da cana no pátio é da ordem de 300 kg/m 3, portanto a
capacidade por área é de 750 kg/m 2. As principais características do pátio
são:

− Investimento inicial na infra-estrutura é menor.

− Possibilidade de reciclagem de matéria-prima mais racional.

− Custo elevado de manutenção dos tratores.

− Limitação na altura de estocagem, portanto necessita de área
proporcionalmente maior.

− Consumo de combustível elevado.

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− Necessidade de mesas alimentadoras com a parte traseira aberta ou com
um mecanismo para abrir e fechar.

Figura 2.1 - Trator para manuseio de cana no pátio

2.2.2 Barracão

Barracão de cana é a designação de edifícios construídos em alvenaria ou
estruturas metálicas, podendo ser um prolongamento do próprio edifício das
moendas ou difusor. Normalmente possui uma largura entre 20 a 30 metros e
uma altura em torno de 15 metros, e é sempre provido de pontes rolantes.

O manuseio de cana no barracão é feito por meio de garras hidráulicas
(Figura 2.2) ou de balanção (Figura 2.3) que são acoplados no gancho da
ponte rolante.

O peso específico médio da cana estocada no barracão é da ordem de
335kg/m3 e a altura de estocagem depende da altura do barracão e também

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da característica mecânica da ponte rolante. As características principais do
barracão são:

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

− Energia para movimentação de cana pode ser gerada na própria usina
(economia de óleo diesel).

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

− Capacidade de alimentação limitada devido à restrição nos movimentos da
ponte e do peso morto elevado das garras.

− Perde-se muito tempo para movimentação das pontes rolantes,
principalmente para os barracões longos.

Figura 2.2 - Garra hidráulica

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

2.2.3 Estocagem em container ou reboques (Figura 2.4)

Quando o transporte é feito em containers a cana pode ser estocada nele
mesmo. Para isso, utiliza-se um trator especialmente adaptado tanto para
descarga, quanto para posterior alimentação. Um outro meio de se estocar a
cana é quando o transporte é feito por rodotrem. As duas carretas se separam
do cavalo mecânico e ficam livres. Um trator é utilizado somente para levar as
carretas do local de estocagem até o ponto de descarga e voltar.

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Figura 2.4 - Estocagem em containers

2.3 Equipamentos para descarga e manuseio

A seguir serão descritos os equipamentos mais comuns usados para
descarregamento de cana.

2.3.1 Hilo

É o equipamento mais difundido para descarga de cana. É um sistema
simples, fácil de operar, prático e relativamente rápido. É um guincho composto
de uma estrutura tubular ou de perfis laminados, com altura variando entre 13
a 16 m. A estrutura sustenta um sistema de cabos com polias que movimenta
uma viga horizontal num movimento ascendente e descendente. O caminhão a
ser descarregado é estacionado entre o hilo e a mesa, ou entre o hilo e a
rampa de descarga. Como vimos anteriormente, pode ser usado para descarga
de carrocerias simples para cana inteira, com ou sem cabos fixos, carroceria
tipo caçamba com báscula superior ou com sistema de telas. A descarga se
processa por ação de tombamento ou basculamento. (Figuras 2.5 e 2.6).

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O hilo pode ser fixo ou móvel. No móvel, a estrutura é presa a uma plataforma
que se move sobre trilhos e possui um contrapeso na traseira. Quanto ao
acionamento do sistema de cabos pode ser mecânico ou hidráulico. Para se
ter um melhor controle, alguns hilos possuem uma guia para o balanção, o
que torna o hilo mais fácil de operar.

Figura 2.5 - Hilo mecânico fixo, descarregando cana inteira

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Figura 2.6 - Hilo hidráulico móvel, descarregando cana picada

2.3.2 Balanção

É um "guindaste" hidráulico utilizado em conjunto com pontes rolantes. É
usado para descarga de cana inteira do caminhão dentro do barracão (Fig.
2.3). Apresenta cabos de aço pendentes de uma viga que são colocados
manualmente de forma a laçar o feixe de cana. A carga é erguida e levada
para o estoque ou para mesas alimentadoras. O desenlace do feixe de cana é
feito hidraulicamente pelo operador da ponte. É um sistema que requer muita

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

2.3.3 Garra hidráulica

A sua função restringe-se à movimentação de cana inteira dentro do barracão;
para estocagem e alimentação das mesas. O equipamento não se destina a
descarregamento de cargas dos caminhões. Como no sistema de balanção,
trabalha acoplada à ponte rolante. É constituída de uma viga horizontal na qual
se encontram os braços mecânicos articulados que são movidos por cilindros
hidráulicos que abraçam os feixes de cana (Fig. 2.2).

2.3.4 Tombador hidráulico lateral

Este sistema é utilizado para descarregamento de cana com carroceria com
báscula lateral. É um guindaste hidráulico, fixo no chão, formado por dois
braços mecânicos articulados, movimentados por cilindros hidráulicos, que se
engatam à base da carroceria, basculando-a. À medida que a carroceria vai se
inclinando, sua tampa lateral vai se abrindo, deixando a carga fluir (Figura 2.7).
É um equipamento simples, fácil de operar e requer somente um operador
para todo o ciclo de descarga tornando o sistema ágil. Entretanto, as
carrocerias estão mais sujeitas à torção.

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Figura 2.7 - Tombador hidráulico para cana picada

2.3.5 Tombador hidráulico para container

É um guincho hidráulico fixo, composto de duas lanças móveis presas a uma
plataforma rotativa. As lanças encaixam-se em dois canais da base da
carroceria e ,o sistema rotaciona o container em torno de si mesmo, em dois
estágios, através de cilindros hidráulicos, até a um ângulo em que a cana
escoe. O sistema é fácil de operar e requer somente um operador. A vantagem
deste sistema é que o descarregamento pode ser feito em ambos os lados da
carroceria.

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2.3.6 Trator

O trator é usado para movimentar cana inteira no pátio, para estocagem e
alimentação das mesas. É provido de garras que se abrem e fecham,
comandadas hidraulicamente (Fig. 2.1). É muito eficiente para movimentação
de cana, entretanto o custo de manutenção e o consumo de combustível são
elevados.

2.4 Limpeza de cana

A prática atual para colheita de cana é queimá-la na lavoura, com o objetivo de
facilitar a colheita manual e minimizar as impurezas vegetais. A grande parte
das impurezas minerais é retirada através de lavagem de cana nas mesas
alimentadoras. Este procedimento acarreta inconvenientes, tais como; perda
de sacarose, necessidade de uma infra-estrutura para o bombeamento,
decantação e neutralização da água e posterior tratamento dos efluentes para
devolução ao meio ambiente em condições normais.

Com a nova legislação sobre o meio ambiente tornando-se mais abrangente e
mais rigorosa ano a ano, o enfoque sobre a colheita e limpeza de cana está se
alterando profundamente. Atualmente, está proibida a queima de cana em um
raio de 5 km da cidade. Entrará também em vigor a lei da bacia hidrográfica,
que rege sobre a captação e uso da água dos rios, além da legislação sobre a
lei dos efluentes.

Para atender a estas leis, em médio prazo, a colheita de cana
necessariamente será crua e mecanizada. O corte manual restringir-se-á a
locais onde a topografia não permita a mecanização. Com a colheita crua e
mecanizada, as impurezas vegetal e mineral irão aumentar e com a restrição
ao uso da água e maior rigor na emissão de efluentes e particulados, a limpeza
de cana passará certamente a via seca, eliminando-se a lavagem.

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Algumas usinas já possuem sistema de limpeza de cana a seco. Basicamente
este sistema consiste de uma mesa alimentadora, uma série de correias
transportadoras, escova rotativa e câmaras de separação dotadas de
ventiladores. A mesa alimentadora tem inclinação de 45°, com fundo perfurado
para retirada de impurezas minerais. A separação das impurezas vegetais é
feita em 3 estágios. Na primeira câmara, dotada de 4 ventiladores, localizada
na transferência de cana da mesa para a correia transportadora; na segunda
câmara, dotada de um ventilador único, localizada após as escovas rotativas,
na transferência da primeira para a segunda correia e na terceira câmara,
também dotada de um ventilador único, localizada na transferência da segunda
para a terceira correia. As impurezas são coletadas através de séries de
correias transportadoras e enviadas a uma moega coletora, onde são retiradas
por caminhões. A escova rotativa destina-se ao desprendimento de impurezas
grudadas à cana para melhorar a eficiência das ventilações posteriores.

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3 Alimentação

3.1 Introdução

A cana recebida pela Usina deve ser conduzida às moendas ou difusores
convenientemente, passando pelo sistema de preparo. Este sistema de
condução deve ser robusto e confiável para suportar, sem quebras, os
esforços elevados a que estão submetidos. Também deve propiciar a
alimentação do equipamento de extração de caldo, mais contínua e
uniformemente possível, sem interrupções, pois como veremos a seguir, esta
uniformidade é um fator preponderante para boa performance e obtenção de
elevado nível de extração nas moendas ou difusores.

Esta interligação é feita através de mesas alimentadoras e esteiras de cana
(Fig. 3.1). A figura mostra um possível layout de equipamentos nos setores de
descarga, alimentação, preparo e moagem de cana. Um dos cuidados que se
deve tomar no projeto destes setores é quanto ao tráfego de caminhões. O
fluxo deve ser bem eficiente, livre de quaisquer obstáculos, de tal forma que o
motorista não precise de nenhuma manobra além da normal para entrar e sair
da área industrial. Uma manobra de marcha a ré com caminhões, por exemplo,
é altamente condenada.

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Figura 3.1 - Interligação entre descarga, alimentação e extração

3.2 Mesas alimentadoras

3.2.1 Equipamento

Sua função principal é fazer a interligação conveniente entre a descarga ou a
estocagem e o condutor principal de cana (esteira de cana ou correias
transportadoras). As mesas alimentadoras são transportadores que possuem
características peculiares para desempenhar a função. São transportadores de
corrente muito largos e curtos, com formato do seu leito retangular ou mesmo
quadrado, e sempre posicionado perpendicularmente às esteiras de cana. A

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sua função básica é receber a cana dos caminhões ou da estocagem e fazer
uma alimentação uniforme das esteiras ou correias tranportadoras.

A largura da mesa depende do comprimento das carrocerias dos caminhões,
devendo ser de 2 a 2,5 m maior que o comprimento destas. As mesas
alimentadoras que recebem cana de pátios por meio de tratores, podem ser
mais estreitas, com largura em torno de 8 m. Normalmente, as mesas recebem
feixes de canas em lotes (bateladas), devendo portanto possuir a capacidade
de proporcionar alimentação regular, contínua e uniforme da esteira, dosando
a carga recebida.
Uma outra função das mesas é propiciar a lavagem da cana sobre o seu leito.
Através de tubo perfurado, posicionado transversalmente à mesa, próximo ao
seu eixo de acionamento, a água é jogada sobre a camada de cana. Lava-se
somente cana inteira, pois a picada, devido à maior área de exposição,
perderia muita sacarose.

3.2.2 Tipos de mesas

As mesas alimentadoras normalmente são conhecidas como convencionais,
de média inclinação e de elevada inclinação. A mesa convencional
caracteriza-se por ter um leito com ângulo de inclinação variando de 0 a 20°
(Fig. 3.2) e normalmente trabalha com corrente com garras , sem o uso de
taliscas (Fig. 3.3). A mesa de inclinação média possui um ângulo do leito de
30°, 35° ou 40° e a mesa de inclinação elevada de 45° e 50° (Fig. 3.4).
Normalmente, ambas usam correntes com taliscas (Fig. 3.5).

As mesas devem, preferencialmente, utilizar correntes de arraste, pois as
correntes de rolos desgastar-se-iam rapidamente devido à penetração de
partículas abrasivas entre o rolo e a bucha. Quando não se faz o uso de
taliscas, o espaçamento entre as correntes não deve exceder 600 mm; caso
contrário pode chegar a 1200 mm (Fig. 3.5).

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Figura 3.2 - Mesa alimentadora convencional

Figura 3.3 - Correntes para mesa alimentadora convencional

Figura 3.4 - Mesa 45°

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Figura 3.5 - Corrente e talisca para mesa 45°

3.2.3 Acionamento de mesas alimentadoras

Para cumprir as funções básicas de dosar a carga e promover alimentação
uniforme, contínua e ininterrupta das esteiras de cana é imprescindível que as
mesas alimentadoras possuam velocidade de operação continuamente
variável. Sem esta variação torna-se difícil cumprir a tarefa acima. Esta
variação de velocidade pode ser produzida de várias maneiras. Na indústria
açucareira basicamente são utilizados o variador eletromagnético, inversor de
frequência e em menor escala o acoplamento hidráulico com conversor de
torque e o acionamento hidráulico.

O acionamento com variador eletromagnético foi largamente difundido no
passado mas hoje os inversores de frequência estão em franca ascensão
devido a queda nos preços, menor manutenção, compactação do acionamento
e economia de energia.

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O variador eletromagnético trabalha pelo princípio da variação do fluxo
magnético na bobina presa no eixo de saída. Dependendo desta intensidade
do fluxo magnético há maior ou menor escorregamento entre o eixo de entrada
e saída, variando a velocidade relativa entre ambos. Portanto a potência na
entrada e saída é diferente e esta diferença é dissipada em forma de calor.
Devido a estas características, para baixas velocidades, o variador tende a
esquentar.

Figura 3.6 - Acionamento de uma mesa alimentadora, com variador
eletromagnético

O conversor ou inversor de frequência trabalha pelo princípio da variação da
tensão e frequência que alimenta o motor elétrico, variando a velocidade do
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motor. Uma vantagem é que o inversor limita a corrente do motor, diminuindo
os picos de partida e, principalmente, não apresenta perdas de potência tão
altas como os variadores, quando se trabalha com velocidades mais baixas,
dando uma grande economia de energia. Para baixas velocidades, a ventilação
do motor é prejudicada além de o torque de partida diminuir sensivelmente. A
variação da frequência e tensão é totalmente eletrônica.

O acionamento hidráulico (Fig. 3.7) é constituído de; reservatório de óleo,
válvulas, motor elétrico, bomba de pistões axiais, motor hidráulico de pistões
axiais e redutor de velocidade. A variação de velocidade no caso hidráulico é
feita pela variação contínua de vazão de óleo por meio de inclinação do angulo
de trabalho dos pistões da bomba. Existe uma variante em que se usa motor
hidráulico de pistões radiais de elevado torque, eliminando o uso do redutor de
velocidade, tornando o acionamento compacto.

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Figura 3.7 - Acionamento hidráulico para mesa alimentadora

O acionamento hidráulico com conversor de torque (Fig. 3.8) é constituído de:
reservatório de óleo, acoplamento hidráulico bipartido, bomba de óleo
acionada por meio de motor elétrico, anel pescador e trocador de calor. A
velocidade é variada por meio da quantidade de óleo em circulação dentro do
acoplamento. Quanto maior a vazão de óleo, menor o "escorregamento" entre
as duas metades do acoplamento e vice-versa. A quantidade de óleo a ser
bombeada é regulada pelo anel pescador.
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Figura 3.8 - Acionamento hidráulico com conversor de torque.

Para melhorar as características de alimentação uniforme e contínua, as
mesas de média e elevada inclinação são equipadas com nivelador de cana.
Trata se de um eixo tubular com braços, que gira numa rotação em torno de 40
rpm. É posicionado perto do eixo acionador, distanciado cerca de 1000 mm do
leito da mesa, não deixando que a camada de cana ultrapasse essa altura.

A velocidade máxima das mesas alimentadoras é normalmente limitada a:

− Mesas convencionais : 8 m/min.
− Mesas 30°, 35°, 40° : 13- 15 m/min.
− Mesas 45°, 50° : 15- 18 m/min

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3.2.4 Características operacionais

A seguir estão listadas as características principais das mesas.

Mesas convencionais:

− A capacidade de alimentação é elevada pois a camada de cana sobre a
mesa é espessa.
− A lavagem de cana é deficiente devido a esta grossa camada de cana
dificultar a penetração da água (Fig. 3.2).
− Mesmo com velocidade da mesa variável, o controle de alimentação ainda
não é total, dependendo muito da habilidade do operador.

Mesas de elevada inclinação (45° e 50°)

− Nas mesas de inclinação elevada, a cana ao ser movimentada fornece uma
camada uniforme de pouca espessura.
− Esta menor altura da camada de cana melhora a eficiência de lavagem,
facilita o controle e uniformidade de alimentação.
− Entretanto, esta menor altura da camada de cana reduz a capacidade de
alimentação da mesa e portanto é necessário uma velocidade maior.
− O desgaste das correntes é maior que nas mesas convencionais.
− Proporcionalmente, utiliza menor quantidade de água de lavagem (5 m 3/TC)
que as mesas convencionais (10 m 3/TC).

3.2.5 Capacidade das mesas alimentadoras

A capacidade das mesas alimentadoras depende basicamente da altura da
camada de cana sobre o seu leito, da velocidade do transportador e do peso
específico do material.

Nas mesas alimentadoras convencionais a camada de cana sobre o seu leito
depende muito da sobreposição de cana no momento da descarga, portanto

32


torna-se difícil estabelecer uma capacidade. Entretanto, em ritmo normal de
descarga, trabalhando com cana inteira, podemos considerar uma capacidade
máxima em torno de 800 TCH.

No caso das mesas 45°, a camada de cana sobre o seu leito é bem mais
uniforme, não dependendo tanto da maneira de descarga. Entretanto a
capacidade também é influenciada pela altura das garras das taliscas. Para
uma mesa com velocidade máxima de 18m/min., a capacidade máxima é da
ordem de:

− Altura das garras de 250 mm : 320 TCH.
− Altura das garras de 200 mm : 200 TCH.

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

3.3 Esteira de cana

3.3.1 Equipamento

No sistema mais usual, a condução de cana desde as mesas alimentadoras
até o sistema de extração compõe-se de uma ou mais esteiras metálicas de
cana em série, seguida de correia transportadora. Na esteira metálica ou no
final dela, são montados os equipamentos de preparo de cana, jogo de facas e
desfibrador. As esteiras metálicas são transportadores metálicos, fechados
lateralmente com chapas de aço, sendo o fundo constituído de taliscas presas
às correntes e que se movem juntas (Fig. 3.9). Sua seção transversal possui
formato retangular. As correntes são apoiadas em vigas longitudinais e o
número de linhas varia de dois a quatro, dependendo da bitola e comprimento
da esteira. Pode-se usar vários tipos de corrente, entretanto a mais utilizada é
a de rolos. A função da esteira é conduzir a cana para a esteira de borracha,
passando antes pelo sistema de preparo (Fig. 3.1). As esteiras metálicas

33


servem tanto para cana inteira quanto para picada, não havendo distinção
entre elas. A inclinação máxima da esteira metálica deve ser limitada a 18° e
da correia transportadora a 23°.

Em termos de dimensões, o comprimento total da esteira metálica geralmente
é limitado a 50m, pois acima deste valor o esforço nas correntes torna-se
elevado, havendo o perigo de desgaste prematuro ou mesmo de rompimento.
Portanto, quando há necessidade de esteiras com comprimentos maiores,
utiliza-se duas ou mais esteiras em série. Sempre que possível, evita-se a
colocação das esteiras em ângulo reto entre si (esteira transversal), pois a
transferência de material de uma para outra é problemática. A largura da
esteira normalmente é igual à bitola da moenda; no entanto, utiliza-se uma
bitola imediatamente superior, por motivos de capacidade ou de melhores
condições de alimentação.

Figura 3.9 - Esteira metálica

34


3.3.2 Acionamento de esteiras

A velocidade da esteira de cana deve ser variável continuamente e nunca ser
fixa, pois deve absorver variações voluntárias no processo de produção, assim
como as irregularidades na alimentação da cana, além de permitir a
automatização total da alimentação.

O sistema de variação de velocidade e os equipamentos utilizados no
acionamento são idênticos aos da mesa, já descritos.

A velocidade máxima das esteiras metálicas é função do tipo de transportador,
corrente e da capacidade de transporte. A capacidade é dada por:

b ⋅ h ⋅ d ⋅ V ⋅ 60
Q= (ton / h)
1000

Sendo:

Q - Capacidade máxima do transportador (ton/h)
b - Largura da esteira (m)
h - Altura média da cana sobre a esteira (m)
d - Peso específico da cana sobre a esteira (kgf/m 3)
V - Velocidade máxima da esteira (m/min)

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

A velocidade é escolhida então, de modo que a capacidade máxima do
transportador seja em torno de 40% maior que a capacidade da moenda ou
difusor. Normalmente, a velocidade máxima das esteiras é limitada a 15m/min.

35


3.3.3 Correia transportadora para cana

A vida média da corrente e talisca é de três safras, sendo que em todas as
safras as correntes devem ser reformadas. A aquisição e reforma das
correntes são itens que oneram em muito o custo de manutenção das esteiras
de cana e o enfoque atual é diminuir o custo de manutenção industrial. Com o
advento do sistema de limpeza a seco de cana, as esteiras de corrente serão
substituídas por correias transportadoras. Isto possibilitará a redução de custo
de manutenção sensivelmente.

36


4 Alimentação - Cuidados Operacionais e de Projeto

Para o bom desempenho de todo o conjunto de moagem, como foi dito antes,
a uniformidade e continuidade de alimentação da cana é um fator
imprescindível. Entretanto, para se conseguir o intento é necessário, além do
projeto adequado destes setores, uma operação correta dos equipamentos. A
seguir listamos alguns pontos importantes com respectivo comentário.

(A) - Layout

Deve-se dar especial atenção na fase de implantação dos equipamentos
industriais. O layout dos equipamentos deve ser bem racional, dando-se uma
especial atenção ao tráfego eficiente dos caminhões de cana, pois um layout
mal feito nunca propiciará uma alimentação de cana adequada, além de tornar
difícil o posterior rearranjo e modificações.

(B) - Acionamento de mesas e esteiras

O acionamento das mesas e esteiras de cana deve ser com velocidade
continuamente variável, para possibilitar ao operador, principalmente das
mesas alimentadoras, o controle de camada de cana sobre as esteiras e a
maior uniformidade de alimentação possível. A uniformidade total de
alimentação só é conseguida com automatização total da alimentação, o que
não pode ocorrer se a velocidade dos transportadores não for variável.

(C) - Cabine do operador das mesas.

O operador das mesas alimentadoras deve possuir uma visão clara e perfeita
de todo o conjunto de mesas e esteiras, assim como a transferência de cana
de um equipamento a outro. Portanto, a localização da cabine do operador é
importante para atender a estes requisitos. Para sistemas mais modernos a
alimentação é totalmente automatizada, a cabine de operação encontra-se no
centro geográfico da usina e todo o processo (inclusive fabricação, caldeiras,
37


fermentação e destilação) é comandado desta cabine. Em pontos vitais são
colocadas câmeras de TV por meio das quais o operador tem uma visão
pontual.

(D) - Largura de mesa

Figura 4.1 - Largura de mesas alimentadoras

(E) - Ligação mesa/esteira

38


Figura 4.2 - Altura de descarga

39


(F) - Dimensões recomendadas para instalação

MESA CONVENCIONAL / ESTEIRA METÁLICA

Figura 4.3 - Instalação de mesa convencional/esteira de cana

40


(G) - Dimensões recomendadas para instalação

MESA 45o / ESTEIRA DE CANA

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

41


(H) - Alimentação da esteira

Figura 4.5 - Alimentação de esteira

42


(I) - Cana na esteira

FIG. 4.6 - Altura de Camada de Cana na Esteira

43


5 Preparo de Cana

5.1 Objetivo

A cana, por natureza, possui uma estrutura sólida e a sacarose encontra-se na
polpa interna envolta em casca dura. Para facilitar o trabalho de extração deve-
se desfazer esta formação natural.

Os objetivos do preparo de cana são:

− Romper a estrutura dura da cana desagregando os tecidos fibrosos e
transformando-os em partículas com granulometria mais ou menos
uniforme.

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

− Aumentar a densidade da cana.

Deve-se ainda manter pedaços de fibra com comprimento suficiente para
promover a alimentação da moenda. Com isto consegue-se um material
homogêneo e permeável que facilita a extração e o controle e uniformidade de
alimentação das moendas. A cana assim preparada, além de propiciar o
aumento de densidade, possibilita a instalação de calha Donelly, que favorece
enormemente o aumento de capacidade das moendas. A densidade é elevada
de 175 para cerca de 350 kg/m 3 no caso de cana inteira. O rompimento de
células também torna a embebição mais eficiente, pois promove uma maior
diluição e lavagem da sacarose nas células abertas. Portanto, para se obter a
conjugação de alta moagem com elevada extração, um bom preparo de cana é
de fundamental importância.

No processo de difusão, a combinação de células abertas e fibras longas, é
fator decisivos para conseguir boa permeabilidade no colchão de cana,
tornando assim o processo físico-químico de lixiviação e percolação eficiente
dentro do difusor, obtendo-se elevada extração de sacarose.
44


Os equipamentos utilizados para o preparo de cana são combinações de jogos
de facas e desfibradores.

5.2 Jogo de facas

Consiste de um eixo robusto no qual são montados os suportes que sustentam
as lâminas, e este conjunto (rotor), gira sobre mancais de rolamentos. As
lâminas com gumes cortantes, descrevendo movimento giratório, cortam e
rompem a cana sobre as esteiras.

Os jogos de facas podem ser fixos ou oscilantes. As facas fixas normalmente
são mais leves, as lâminas são mais finas e em menor número. A fixação no
suporte pode ser através de parafusos ou por encaixe (Fig. 5.1). Geralmente
são utilizadas como 1 o jogo nivelador ou jogo de faca espalhador para
alimentar os desfibradores verticais. A velocidade periférica normalmente é de
aproximadamente 50 m/s, com uma rotação de 600 rpm.

Figura 5.1 - Facas fixas

45


Quanto às facas oscilantes, possuem maior quantidade de lâminas e são mais
pesadas, formando uma disposição hexagonal. As lâminas são oscilantes em
torno de eixos presos a suportes (Fig. 5.2). Podem ser usadas tanto para 1 o ou
2o jogo de facas.

Os jogos de facas desenvolvidos pela Copersucar são as facas oscilantes
denominadas de COP 8 e COP 9. A diferença básica entre elas reside no
diâmetro de giro e na rotação, mantendo-se a mesma velocidade periférica de
60 m/s (Fig. 5.2). O COP 8 gira a 630 rpm, com um diâmetro de giro de
1.820 mm e o COP 9 gira a 750 rpm, com um diâmetro de giro de 1.515 mm.
Como o COP 9 possui diâmetro menor, sua utilização é direcionada para
esteiras de bitolas menores, enquanto que o COP 8 é indicado para esteiras
com bitolas maiores. O sentido de rotação é concordante com o de
deslocamento da esteira.

Figura 5.2 - Facas oscilantes COP 8

46


5.3 Desfibrador

O preparo eficiente de cana com jogo de facas rompe um apreciável número
de células, mas não o suficiente para práticas modernas de extração que
clamam por elevada extração com alta moagem. A função do desfibrador
consiste em completar o preparo de cana para romper a maior quantidade
possível de células que contém a sacarose e ainda manter o comprimento das
fibras longas (100 mm). É de fundamental importância que o jogo de facas seja
seguido pelo desfibrador, para o bom desempenho das moendas e do difusor.

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

5.3.1 Desfibrador convencional

A construção do corpo principal é idêntica à de facas oscilantes. Consiste de
um eixo robusto no qual são montados os suportes que sustentam as lâminas,
e este conjunto (rotor), gira sobre mancais de rolamentos. Faz parte do
desfibrador ainda, a placa desfibradora e o tambor alimentador. As lâminas são
oscilantes em torno de eixos presos a suportes (Figuras 5.3 e 5.4).O formato
das lâminas, também chamadas de martelos, é reto e retangular e não
possuem gumes cortantes como as facas, pois desempenham uma função
diferente (Figura 5.4).

É montado sobre a esteira de cana e gira em sentido contrário ao
deslocamento da mesma.

A placa desfibradora, posicionada na parte superior do rotor, com formato
curvo acompanhando o diâmetro de giro dos martelos, possui na sua face
interna saliências formadas por barras retangulares transversais. O tambor
alimentador, posicionado em frente ao rotor, em um nível um pouco acima
deste, tem a função de direcionar a cana entre o martelo e a placa. Pelo
próprio movimento do rotor do desfibrador e ajudada pelo tambor alimentador,

47


a cana é forçada a passar entre a placa e o martelo, até atingir o início das
barras da placa desfibradora, onde ocorre o desfibramento pela ação de
cisalhamento da camada de cana (Figura 5.3).

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

48


Figura 5.4 - Desfibrador COP 5

Os desfibradores convencionais possuem uma velocidade periférica de 60 m/s.
As versões desenvolvidas pela Copersucar são o COP 5 e o COP 6.

O COP 6 gira a uma rotação de 750 rpm e tem um diâmetro externo de
1.525 mm, enquanto o COP 5 gira a 630 rpm, com um diâmetro externo de
1.832 mm, ambos com uma velocidade periférica de 60 m/s. Como o COP 6
possui um diâmetro menor, o seu uso é direcionado às esteiras de menor
bitola, enquanto o COP 5 é direcionado às de maior bitola.

49


5.3.2 Desfibrador vertical

Este desfibrador é de concepção mais pesada. Sua construção consiste, como
no convencional, de um eixo robusto no qual são montados os suportes das
lâminas. A sustentação do rotor é feita por mancais de rolamentos com
lubrificação forçada a óleo devido à elevada rotação. A disposição dos
martelos, também oscilantes, difere ligeiramente com relação ao convencional
por serem em maior número (Figura 5.5). Faz parte do conjunto a placa
desfibradora, que neste caso é maior, cobrindo um ângulo de
aproximadamente 90 o.

A sua montagem é feita na queda da cana, na cabeceira da esteira metálica. É
sempre necessário uma faca espalhadora ou tambor duplo nesta região para
uniformizar a alimentação do desfibrador (Figura 5.8).

A rotação dos desfibradores verticais pode ser de 1.000 ou 1.200 rpm, com
uma velocidade periférica de 90 a 95 m/s.

Consegue-se com estes desfibradores um preparo de cana melhor, entretanto
o consumo de potência é maior.

50


Figura 5.5 - Desfibrador vertical e martelo

51


5.3.3 Potência instalada e esquema de instalação COP9/COP6

FF* - Faca fixa

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

5.3.4 Potência instalada e esquema de instalação COP8/COP5

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

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5.3.5 Potência instalada e esquema de instalação desfibrador vertical

Figura 5.8 - Potência instalada e esquema de instalação do desfibrador
vertical

5.4 Instalação e acionamento do jogo de facas e desfibradores

O acionamento do jogo de facas e desfibradores, na maioria dos casos, é feito
por turbina a vapor acoplada ao turbo redutor (Fig. 5.9). Em menor escala, são
utilizados motores elétricos.

Na figura 5.6 temos uma instalação típica dos equipamentos do preparo de
cana direcionada às esteiras de bitolas menores (48" e 54"). Normalmente usa-
se um jogo de facas COP 9 seguido de um desfibrador COP 6. Quando a
moagem é elevada, são utilizados dois jogos de facas. O primeiro, na maioria
dos casos, utiliza facas fixas, e o segundo, uma faca COP 9 seguido de um

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desfibrador COP 6. As potências consumidas para estas configurações estão
tabeladas na mesma figura em função da TFH (tonelada de fibra por hora).

Na Figura 5.7 temos uma instalação típica direcionada às esteiras 54", 66", 78"
e 84". Normalmente, usa-se um jogo de facas COP 8 seguido de desfibrador
COP 5. Para altas moagens, o COP 8 é precedido de mais uma faca fixa ou
um outro COP 8. As potências consumidas para estas configurações estão
tabeladas na mesma figura em função da TFH. A instalação, nos dois casos, é
feita sobre a esteira de cana.

Na Figura 5.8 temos uma instalação típica com o uso de desfibradores
verticais. Neste tipo de instalação usa-se o COP 8 como primeiro jogo de
facas, seguido de uma faca fixa espalhadora e do desfibrador vertical,
posicionados respectivamente na cabeceira e queda da esteira.

Figura 5.9 - Acionamento de facas e desfibradores

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5.5 Índice de preparo

O trabalho realizado pelos equipamentos de preparo de cana é medido através
do índice de preparo, que representa a relação percentual de pol das células
abertas em relação à pol total da cana. Para maiores detalhes, ver caderno
sobre controle químico editado pela Copersucar.

No preparo convencional, indicado nas Figuras 5.6 e 5.7, o índice de preparo
varia de 80 a 85%. Na instalação com desfibrador vertical, indicada na figura
5.8, varia de 90 a 92%.

5.6 Cuidados operacionais e de manutenção

Os cuidados operacionais e de manutenção mais comuns durante a safra para
jogos de facas e desfibradores são:

(A) - Verificar sempre se a rotação de trabalho das facas ou desfibrador
coincide com a rotação nominal do equipamento. Geralmente esta é uma
medida indireta, ou seja, a rotação é medida através de tacômetro no eixo da
turbina. Portanto, antes deve-se calcular a rotação nominal da turbina. Para
isso, multiplica-se a rotação nominal das facas ou desfibrador, pela relação de
transmissão do redutor.

Exemplo: Jogo de facas COP 8

− Rotação de trabalho 630 rpm
− Relação de transmissão do redutor 1: 6,37
− Rotação de trabalho da turbina 630 x 6,37 = 4.013

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

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

As lâminas das facas e dos desfibradores desgastam-se após certo período de
funcionamento. O desgaste depende da quantidade de cana processada, fibra
de cana, impurezas na cana, qualidade da solda, etc. Algumas usinas
recuperam as lâminas das facas e do desfibrador sem retirá-las do rotor,
quando o desgaste é pequeno. Nesta operação, o fio terra da máquina de
solda deve estar conectado ao rotor, para que se evite uma passagem de
corrente sobre os rolamentos que poderiam ser danificados.

Entretanto, a melhor prática é trocar as lâminas após certo nível de desgaste.
No caso das lâminas dos desfibradores, pode-se virar os martelos para
trabalhar com a outra face, e quando as duas estiverem gastas, então
proceder à troca. O desgaste das lâminas das facas e desfibradores depende
de vários fatores e cada usina possui sua particularidade, portanto recomenda-
se que cada usina estabeleça seu próprio período de troca e manutenção,
observando-se os desgastes e também acompanhando-se a queda do índice
de preparo.

As lâminas gastas são recuperadas com solda, desde que estejam em bom
estado. Um cuidado especial deve ser tomado para recuperação das lâminas
que, ao serem recuperadas, devem ficar todas com o mesmo comprimento e
peso para evitar qualquer desbalanceamento do conjunto do rotor e também
para manter uniforme a abertura entre a placa e a extremidade do martelo. Na
recuperação dos martelos, um cuidado que se deve tomar é deixar a
extremidade da lâmina em canto vivo e nunca arredondada pois este formato é
um fator que influencia bastante no índice de preparo.

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Figura 5.10 - Lâminas e martelos

57


Figura 5.11 - Balança e gabarito para recuperação de lâminas

Para a recuperação destas lâminas a COPERSUCAR possui o projeto de um
dispositivo que facilita este trabalho. Trata-se de uma "balança" (Fig. 5.11) na
qual, em um dos lados, coloca-se uma lâmina com peso e comprimento
padrão, e no outro, a lâmina a ser recuperada. Os pesos de todas as lâminas
recuperadas são então verificados por comparação, sempre com o mesmo
padrão. Num outro dispositivo, tipo gabarito, verifica-se também o comprimento
das lâminas à medida que forem sendo recuperadas.

(C) - Outro aspecto a verificar, no início de cada safra, é a ajustagem da placa
desfibradora. A abertura mínima é de 5 mm, entretanto esta abertura pode ser
sensivelmente maior desde que o índice de preparo de cana esteja na faixa
especificada do equipamento. Ademais, quanto menor a abertura, maior o
consumo de potência.

58


6 Alimentação do 1º Terno

Para o bom desempenho dos conjuntos de moendas é de fundamental
importância o trabalho realizado pelo 1º terno, pois deste dependerá em
grande parte o desempenho da extração, capacidade de moagem e
uniformidade do processo.

A idéia básica é tentar extrair o máximo de sacarose possível no 1º terno e, ao
mesmo tempo, manter uma elevada capacidade de moagem. Por outro lado,
deve se manter também uma uniformidade e constância de alimentação deste
terno para que esta situação possa se repetir nos demais. Quando se extrai o
máximo possível de sacarose no 1º terno, a embebição se torna mais eficiente
nos restantes e, em consequência, melhora a extração total do conjunto.

Como veremos no capítulo adiante, a regulagem de moenda é feita todas a
safras. Do ponto de vista macroscópico ela pode ser vista como cálculo das
aberturas dos ternos, para que passe uma determinada quantidade de cana
por unidade de tempo. A variação voluntária na quantidade horária a ser
esmagada é feita variando-se a rotação dos ternos, desde que a qualidade da
matéria-prima se mantenha. Em outras palavras, a moenda é uma máquina
essencialmente volumétrica, portanto para se conseguir uma boa performance
é necessário que sempre exista uma camada de cana constante na moenda.
Daí a importância da alimentação constante e uniforme da mesma.

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

− Preparo de cana eficiente.
− Alimentação efetiva, forçada e robusta.
− Utilização intensiva de solda tipo "chapisco" nos rolos.
− Drenagem adequada dos rolos.

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− Embebição composta, com uma vazão de água constante de pelo menos
250% da fibra.
− Operação e manutenção cuidadosa.
− Sistema automático de alimentação do 1° terno, evitando oscilações na
moagem.
− Automatização de todos os ternos da moenda, necessitando portanto que
todos os ternos sejam equipados com calha Donnely.

A seguir veremos duas maneiras mais eficientes, atualmente utilizadas para
alimentação do 1° terno. Como o bicão e a esteira forçada já são sistemas
obsoletos, não serão citados.

6.1 Alimentação com rolo de pressão e calha Donnelly

A Figura 6.1 ilustra este sistema de alimentação. A moenda de três rolos, deve
ser necessariamente equipada com rolo de pressão. A alimentação consiste de
calha Donnelly, que é uma calha com certa altura, fechada totalmente, com
seção transversal retangular e com abertura divergente no sentido de
alimentação da moenda. Quando se enche a calha, pelo próprio peso formado
pela coluna de cana preparada, a densidade no fundo elevar-se-á. Esta
densidade é da ordem de 500 a 550 Kg/m 3, tornando a alimentação eficiente e
possibilitando elevada moagem e extração. Note que este aumento da
densidade é conseguido devido ao bom preparo de cana, daí a importância do
desfibrador. A calha, além de regularizar e uniformizar a moagem, ainda torna
a pressão dos rolos sobre o colchão de cana mais constante durante todo o
processo de moagem desde que seja mantida sempre cheia.

No entanto, para se alimentar esta calha, com pouca abertura em sua parte
superior, é necessário uma camada de cana fina. Isto se consegue, utilizando-
se um transportador de correia com velocidade elevada. A transferência de
cana da esteira metálica a este transportador é feita pelo espalhador, quando
se usa o preparo convencional, para se obter uma camada fina e homogênea.

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O transportador de correia possibilita também a instalação do eletroimã sobre
si. Sua instalação se deve à proteção dos componentes das moendas,
principalmente das camisas, contra os danos causados por materiais ferrosos
estranhos, que porventura possam vir com o carregamento, ou mesmo por
algumas lâminas que possam se desprender das facas ou desfibradores.

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

6.2 Alimentação com pressure feeder e calha Donnelly

Este equipamento foi desenvolvido na Austrália e é largamente usado neste
país. O objetivo é vencer as dificuldades de alimentação das moendas,
principalmente quando se usa uma taxa de embebição elevada. Não se tem
conhecimento de sua aplicação no Brasil.

Consiste de 2 ou 3 rolos posicionados a montante da moenda convencional de
3 rolos, em uma posição mais elevada e ligados por uma calha fechada,
levemente divergente que conduz o bagaço sob pressão à entrada da moenda
(Fig. 6.2). Por sua vez, o pressure feeder é alimentado pela calha Donnelly
61


como visto no item anterior. É acionado pela mesma turbina da moenda, por
uma derivação de um par de engrenagens do conjunto de acionamento.

Figura 6.2 - Alimentação com pressure feeder e calha Donnelly

6.3 Cuidados operacionais

Dois aspectos devem ser destacados quando se alimenta as moendas com
calha Donnelly.

(A) - Sempre verificar a montagem correta da calha. A chapa traseira deve ter
uma inclinação de 4° e a dianteira de 6° em relação à linha vertical, isto para
assegurar a abertura divergente no sentido de alimentação da moenda. As
dimensões de montagem em relação ao transportador de correia estão
tabeladas na figura 6.3.

(B) - A face interna da calha deve estar lisa, sem saliências e isenta de pingos
de solda para evitar embuchamento.

(C) - Durante a operação, a calha deve estar sempre com cana a uma altura
de pelo menos 2/3 da altura total, para assegurar uma boa performance. A

62


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

Figura 6.3 - Calha Donnelly

63


7 Moagem da Cana

7.1 Introdução

Nesta fase do processamento da cana, o objetivo principal é extrair ao máximo
o açúcar contido na cana através da remoção de seu caldo. Esta remoção é
conseguida por meio de sucessivos esmagamentos da camada de bagaço à
medida que esta camada passa pelos ternos de moenda. Além do
esmagamento, é necessário também a adição de água ou caldo de embebição
a partir do 2º terno de moenda, visando a diluição do açúcar existente na cana.

Outro objetivo da moagem é a produção de um bagaço final em condições de
umidade favoráveis a uma queima eficiente nas caldeiras.

Para que essas duas metas básicas possam ser atingidas é necessário um
rigoroso controle de operação nas moendas, atentando para os vários fatores
que influenciam no seu desempenho. Dentre esses fatores podemos destacar
os seguintes:

− Eficiência do sistema de preparo de cana;
− Eficiência da alimentação de cana no 1º terno;
− Carga hidráulica, oscilação e rotação;
− Condição superficial das camisas;
− Controle de aberturas;
− Tipos de frisos;
− Ajuste de bagaceiras e pentes;
− Sistema de embebição;
− Alimentação dos ternos intermediários.

64


7.2 Eficiência do sistema de preparo de cana

Sabemos que a moagem é um processo volumétrico e que portanto ela será
mais eficiente à medida que aumentarmos a densidade da cana na entrada do
primeiro terno. Isto é conseguido após a passagem da cana pelos jogos de
facas e pelo desfibrador, elevando a densidade da cana inteira (175 kg/m 3) ou
da cana picada (350 kg/m 3) para valores em torno de 450 kg/m 3.

Outra função muito importante do sistema de preparo é realizar o máximo
rompimento de células da cana, facilitando a retirada do caldo através do
esmagamento e da embebição nas moendas. Essa função é desempenhada
pelo desfibrador, como já foi visto, e a intensidade do rompimento de células
obtido é medida através do "índice de preparo". Este valor, obtido por análise,
representa a porcentagem de pol existente nas células que foram rompidas em
relação à pol da cana. Deve-se atentar para o fato de que as fibras devem
manter o maior comprimento possível, condição necessária para que tenhamos
uma boa alimentação das moendas.

Demais recomendações podem ser verificadas no capítulo 5 - Preparo de
Cana.

7.3 Eficiência da alimentação de cana no 1º terno

Os sistemas de alimentação de cana, preparo de cana e alimentação do 1º
terno são fundamentais para que tenhamos uma moagem eficiente. Como
essas condições são de tal importância e anteriores ao processo de moagem,
as melhorias a serem feitas no sistema devem começar por esses setores. Em
outras palavras, qualquer controle, por mais eficiente que seja, no setor de
moagem, não terá grande influência se não ficar garantida uma alimentação no
1º terno o mais regular possível, minimizando as falhas de cana ou os picos de
carga.

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Certas informações, tais como: nível de cana na calha Donnelly, velocidade e
carga dos acionamentos das esteiras de alimentação, devem estar disponíveis
inclusive para o operador das mesas de alimentação, que é o elemento de
maior responsabilidade na manutenção das condições acima descritas.
Maiores detalhes devem ser verificados no capítulo 6.

7.4 Carga hidráulica, oscilação e rotação

Para efeito do controle de moagem, os três fatores acima devem ser avaliados
simultaneamente. Isto porque existe uma relação de dependência entre eles,
em torno do volume de cana que passa pelas aberturas da moenda. O primeiro
item, carga hidráulica, será visto com maiores detalhes no capítulo 8 - Sistema
Hidráulico - , portanto, vamos comentar sobre os outros dois; oscilação e
rotação.

7.4.1 Oscilação

A passagem do bagaço pelas aberturas da moenda a uma determinada
velocidade provoca no rolo superior um movimento de oscilação limitado pela
pressão hidráulica aplicada sobre o mesmo. Este movimento, previsto no
cálculo de aberturas das moendas deve ser o mais constante possível, em
torno de um determinado valor médio e praticamente igual em ambos os lados,
evitando dessa maneira esforços adicionais no eixo, no acionamento ou nos
componentes do rolo, como por exemplo, nos flanges.

É muito importante, na montagem dos castelos das moendas, estabelecer um
desnível adequado entre o eixo superior da moenda em repouso e o eixo da
volandeira ou do redutor final do acionamento. Este desnível deverá ser
aproximadamente igual à oscilação média do rolo superior no terno
considerado, e deve estar compatível com a regulagem da moenda e com as
limitações de oscilação no cabeçote hidráulico (ver capítulo 8).
Dessa maneira, o rolo superior deverá trabalhar a maior parte do tempo
alinhado com o acionamento, evitando esforços indesejáveis.
66


A oscilação hidráulica é um parâmetro importantíssimo na operação da
moenda, sendo um ótimo indicativo do desempenho de um terno.

Oscilações muito pequenas podem ocorrer devido a problemas de alimentação
ineficiente das moendas, carga hidráulica excessiva, regulagem das aberturas
inadequada ou alta rotação. No caso de carga hidráulica excessiva, até mesmo
a flutuação do eixo fica dificultada.

Oscilações muito exageradas podem ocorrer devido à super alimentação das
moendas, carga hidráulica baixa, regulagem das aberturas inadequada ou
baixa rotação.

Variações excessivas da oscilação podem ocorrer devido à alimentação
desuniforme das moendas ou até mesmo flutuações muito grandes de
embebição, carga hidráulica baixa e pressão inadequada no balão de
nitrogênio do acumulador hidráulico.

Oscilações desiguais nos dois lados da moenda podem ocorrer devido à
alimentação irregular ao longo do comprimento do rolo, problemas na guia de
um dos mancais que impeçam sua livre movimentação e esforços do
acionamento, cuja influência é discutível. Este problema pode ser evitado,
utilizando-se pressões hidráulicas diferentes de cada lado da moenda.

Podemos verificar ainda se existe folga excessiva no conjunto eixo/mancal
superior, castelo/cabeçote hidráulico e placa de apoio do mancal
superior/pistão hidráulico (ver Figuras 8.1 e 8.2). Caso a somatória dessas
folgas seja excessiva teremos uma oscilação da condição de repouso até um
determinado valor, sem aplicação de carga hidráulica. Portanto, o movimento
será rápido e brusco até esse ponto, onde a carga hidráulica passa a atuar. A
partir daí, a variação será suave, devido à ação do acumulador. O valor de
oscilação lido até o término do movimento brusco, será a folga total existente.

67


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

Para que possamos verificar todos esses fatores, é necessário instalar em
todos os ternos da moenda um marcador de oscilação com relativa precisão.
Recomenda-se a utilização de sistemas mecânicos, o mais rígido possível,
evitando a presença de cabos e molas, que devem ser substituídos por uma
haste rígida presa ao mancal superior, e acompanhando a inclinação do
castelo, se for o caso. De preferência o marcador deve indicar também a
oscilação máxima. (ver Fig. 7.1).

Recentemente, têm sido introduzidos com sucesso, medidores de oscilação do
tipo L.V.D.T., bem como sensores magnéticos de proximidade similares aos
utilizados em posicionadores de válvulas de controle. O sinal proveniente
desses medidores, juntamente com o sinal dos sensores de nível das calhas
de alimentação por gravidade de ternos intermediários, vêm sendo utilizados
para o controle da alimentação dos mesmos, pela alteração na rotação de
seus acionamentos.

Com esses recursos implementados, podemos fazer levantamentos periódicos
diários, da oscilação em cada lado de todos os ternos de moenda, com os
quais podemos avaliar todos os fatores citados , e também ter parâmetros para
alterar a regulagem das moendas ou aplicar solda em determinado terno.

68


Figura 7.1 - Marcador de Oscilação

No caso da regulagem, temos uma média de oscilação em cada terno no início
da safra e as aberturas correspondentes ao mesmo período. Após um
determinado tempo, teremos provavelmente uma diminuição da oscilação
provocada pelo desgaste das camisas com consequente alteração nas
aberturas. Neste instante, deve-se proceder a uma pequena correção nas
aberturas (principalmente a de saída) que fatalmente fará a média da oscilação
retornar aos valores do início de safra.

69


No caso de aplicação de solda, podemos ter um aumento de oscilação num
determinado terno, provocado pela falta de "pega" entre o rolo superior e o rolo
de saída. Neste instante deve-se acentuar a aplicação de solda nesses rolos.

7.4.2 Rotação da moenda

De uma maneira geral a extração aumenta com a diminuição da rotação da
moenda. Porém, como a rotação é diretamente proporcional à moagem e na
maioria das usinas essa meta é prioritária, deve-se procurar trabalhar com a
menor rotação possível que nos possibilite alcançar a moagem desejada, e
estar dentro da faixa de rotações máxima e mínima das turbinas existentes.

O estabelecimento da rotação de trabalho para cálculo das aberturas da
moenda é feito, levando-se esse critério em consideração. Portanto, ao
utilizarmos rotações diferentes da prevista, estaremos principalmente alterando
a moagem da cana.

Convém salientar aqui a diferença entre alterar a rotação do 1º terno ou dos
demais. No caso do 1º terno, aumentando ou diminuindo a rotação a moagem
será alterada da mesma forma e proporcionalmente. Portanto, se a moenda
estiver trabalhando com eficiência numa rotação e deseja-se alterar a
moagem, mantendo as mesmas condições de trabalho do conjunto, deve-se
alterar igualmente a rotação de todos os ternos.

Por outro lado, a alteração da rotação de um terno que não seja o primeiro,
não influi na moagem, e portanto tem praticamente o mesmo efeito de alterar
na mesma proporção as aberturas da moenda, aliviando ou aumentando a
carga na mesma. Porém, esse procedimento de alterar a rotação para
melhorar o desempenho de um terno só é válido para moendas com
acionamento individual.

7.4.3 Controle de alimentação de ternos intermediários

70


Com o objetivo de um melhor controle de alimentação de ternos intermediários,
muitas usinas, dotadas de calha de alimentação por gravidade e marcador de
oscilação (do tipo L.V.D.T. ou sensor magnético de proximidade), vêm
implementando o controle automático da rotação desses ternos.

Trata-se de um controle de tipo seletivo, onde a rotação é controlada pela
oscilação do terno, desde que o nível da calha de alimentação por gravidade
não esteja demasiadamente alto, situação em que o controle passa a ser
efetuado por esse nível.

Quando esse controle é aplicado a moendas com acionamento duplo, também
é seletivo, alternando o controle para a moenda que apresentar maior
diferença entre o valor medido de oscilação ou de nível e o valor estabelecido
como setpoint para a moenda considerada.

7.5 Frisos

7.5.1 Introdução

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

− Aumentar a área superficial, melhorando a "pega" da moenda.
− Proporcionar melhores condições de drenagem do caldo na região do fundo
do friso.

Suas dimensões variam em função dos seguintes fatores:

− Posição do rolo no conjunto de moagem;
− Qualidade do preparo de cana;
− Existência de eletroímã;
− Moagem horária;
− Moagem da safra;

71


− Capacidade de drenagem.

7.5.2 Dimensões (Figura 7.2)

Na Figura 7.2, podemos verificar as dimensões básicas dos frisos mais usuais.
Os frisos com ângulos maiores (45°), por serem mais resistentes, são
normalmente utilizados em moendas onde a qualidade do preparo é ruim ou
que não apresentam eletroímã. Possuem uma área superficial menor que os
frisos de mesmo passo e menor ângulo (35°), comprometendo a "pega" das
moendas.

Os frisos de menor ângulo (35°), são recomendados onde o preparo de cana é
bom, em instalações com eletroímã. Apresentam maior área superficial, com
maior "pega" das moendas. Apresentam ainda a vantagem de, por serem mais
profundos, terem maior capacidade de drenagem no fundo do friso.

Frisos com maior passo (2") são normalmente utilizados no 1º ou no 1º e 2º
ternos das moendas, mesmo com preparo eficiente, por serem mais
resistentes e apresentarem menor desgaste. Nos demais ternos, utiliza-se
normalmente frisos de 1 1/2" por apresentarem maior área de contato e
possibilitarem melhor alimentação das moendas.

Para melhorar problemas de umidade no último terno, muitas vezes utiliza-se o
friso de 1" nos rolos de saída e superior, que apesar de exigir uma manutenção
mais rigorosa, apresenta bons resultados. Dependendo da cana moída na
safra, é necessário a troca das duas camisas no meio da safra.

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

72


Figura 7.2 - Frisos de Moendas

Além dessas recomendações para utilização dos frisos, deve-se ainda procurar
a maior padronização possível ou aproveitamento nos casos de refrisamentos.
Normalmente, utiliza-se dois tipos de friso numa mesma moenda; um para 1º e
2º ternos e outro para os demais, conforme foi comentado.

As combinações de frisos normalmente utilizadas, dependendo das condições
da instalação descrita anteriormente, são:

− 2" x 35o no rolo de entrada e 2" x 45 o nos rolos superior e de saída em todas
as moendas.
− 2" x 35o nos rolos de entrada, superior e saída em todas as moendas.
2" x 35o nos rolos de entrada, superior e saída da 1ª moenda ou da 1ª e 2ª
moenda e 1 1/2" x 35° nos rolos de entrada, superior e saída da 2ª ou da 3 a
à última moenda.

73


− 2” x 35o no rolo de entrada, 2” x 45 o nos rolos superior e de saída da 1 a
moenda ou da 1 a e 2a moenda, 1 1/2” x 35 o no rolo de entrada, e 1 1/2” x
45o nos rolos superior e de saída da 2 a ou da 3a à última moenda.
− Opção: 2" x 35° no rolo de entrada e 1" x 35° nos rolos superior e de saída
no último terno.

7.5.3 Tipos de frisos

Na Figura 7.3 podemos verificar uma indicação da linha de centro da moenda
passando pelo centro da cabeça do friso, e outra passando pela metade do
flanco do friso. No primeiro caso, temos um friso do tipo "macho", normalmente
utilizado no rolo superior e de pressão das moendas. Nos rolos inferiores,
normalmente utiliza-se o friso do tipo "fêmea", onde a linha de centro da
moenda passa pelo centro do fundo do friso. No segundo caso, temos o friso
"universal", que é instalado em todos os rolos da moenda e apresenta a
vantagem de se ter as camisas superior, de entrada e de saída
intercambiáveis. Para isso, é necessária a inversão do lado do eixo ao passá-lo
da posição de superior para inferior e vice-versa. Neste caso, é necessário que
todos os eixos tenham quadrado e rebaixo para rodete dos dois lados. Temos,
além da padronização, a vantagem de um maior aproveitamento de camisas e
menor quantidade de eixos e camisas de reserva. Os problemas com desgaste
acentuado e manutenção dos quadrados dos eixos também diminuem, pois
cada eixo trabalha como superior de três em três safras, devido ao rodízio de
camisas ser sempre como indicado a seguir:

1a safra 2 a safra 3 a safra
refrisada refrisada
Saída (nova) Superior Entrada

descartada

7.5.4 Solda nos frisos

74


Com o objetivo de minimizar o desgaste na extremidade dos frisos, que pode
levar até a quebra dos mesmos, e também de melhorar a "pega" nas moendas
deve-se proceder à aplicação de solda nos frisos. Basicamente existem 2 tipos
de aplicação:

− Solda na cabeça do friso (Figura 7.3):

Executada normalmente no início da safra, conforme esquema da
Figura 7.3. Durante a safra, em paradas programadas deve-se procurar
refazer a solda nos frisos mais afetados pelo desgaste. Maiores detalhes
podem ser obtidos na Especificação Técnica Copersucar 74.048.31.36
(Procedimento de Soldagem - Rolos de Moenda - Picotes)

Figura 7.3 - Solda na cabeça do friso

− Solda nos flancos do friso: (Figura 7.4)

Deve ser feita durante a safra, conforme o esquema da Figura 7.4., em
todos os rolos (entrada, superior e saída), mantendo sempre uma
rugosidade elevada nos flancos. Isto aumenta sensivelmente a "pega" da
moenda, melhorando a alimentação. A solda é feita com o rolo em
movimento.

75


Figura 7.4 - Solda nos flancos dos frisos

7.6 Controle de aberturas

A verificação das aberturas é feita com cintel no início da safra, conforme
veremos no capítulo 11 - Regulagem de Moendas. No entanto, deve ser feito
um controle periódico, adotando-se certos critérios, durante a safra.

Após os ajustes iniciais no começo da safra, quando podem ser feitas
alterações, devido a problemas como oscilação excessiva ou muito baixa,
deve-se proceder à primeira medição de aberturas. Este registro deve ser
arquivado e considerado como ideal, para comparações com as medições
futuras.

Recomenda-se medir as aberturas de saída da moenda periodicamente,
comparando os valores medidos com os do início da safra. Deve-se confrontar
também as medições de oscilação efetuadas no mesmo período. Caso haja
aumento nas aberturas medidas e decréscimo nas oscilações médias, deve-se

76


proceder à alteração da abertura para valores próximos aos da primeira
medição.

7.7 Ajuste de bagaceiras e pentes

7.7.1 Introdução

No decorrer da safra as bagaceiras e pentes devem ser periodicamente
examinados a fim de ajustá-los novamente aos rolos de entrada, no caso da
bagaceira, e superior e de saída, no caso dos pentes.

7.7.2 Ajuste das bagaceiras (ver Fig.7.5)

Rotineiramente, deve ser feita uma verificação no aperto do tirante de
regulagem da bagaceira. Caso ele não esteja tensionado, isto deve ser feito,
apertando-se a porca do mesmo, igualmente dos dois lados da moenda. Esse
aperto não deve ser excessivo, pois após o ajuste da bagaceira no início da
safra, o aperto deve ser suficiente apenas para encostar bem a mesma no rolo
de entrada, eliminando as folgas nos frisos. Normalmente, recomenda-se
também um exame periódico, nas paradas da moenda, do estado dos frisos da
bagaceira. Isto pode ser feito por baixo da mesma. Se houver muito bagaço
nas laterais do friso, provavelmente há um desgaste excessivo. Neste caso, a
incidência de "embuchamentos" na moenda pode aumentar, forçando a troca
da bagaceira. Porém, na maior parte das usinas, a sua duração é de uma
safra, a não ser naquelas que apresentam uma quantidade muito grande de
cana moída na safra ou um alto índice de impurezas minerais.

77


Figura 7.5 - Ajuste de bagaceiras

7.7.3 Ajuste de pentes

Os pentes já apresentam um desgaste mais acentuado, principalmente o
superior, devido ao movimento de oscilação do rolo.

O pente convencional (Fig. 7.6) sofre a ação de uma mola que o pressiona
contra o rolo. Após o aperto do pente, devemos limitar o seu avanço pela ação
da mola, encostando a contraporca no braço do pente. Isto fará com que a
ação da mola fique restrita apenas à condição de "encabelamento" do rolo,
evitando com isso um esforço muito grande no seu sistema de fixação.

78


Figura 7.6 - Pente convencional

O pente especial de chapa (Fig. 7.7) é preso a um braço rígido no mancal
superior da moenda, minimizando seu desgaste, pois ele acompanha o rolo
superior no seu movimento de oscilação. Outra vantagem é o melhor
escoamento de caldo do rolo superior e a facilidade de aplicação de solda no
mesmo. Para ajuste, deve ser levemente encostado ao friso do rolo e travado
com a contraporca. O controle sobre a folga do mesmo no friso do rolo é muito
mais severo, pois em casos de "encabelamento", o esforço é muito grande no
sistema de fixação, podendo danificar o braço de apoio ou até mesmo o
mancal onde é fixado.

Isto ocorre, pois o pente não apresenta a mola citada no modelo convencional.
Por outro lado, o desgaste é muito menor, já que o ângulo de contato é
mantido e é possível a aplicação de solda dura na face de atrito com o bagaço.

79


Figura 7.7 - Pente especial de chapa

7.8 Alimentação de ternos intermediários

Com o objetivo de aumentar a extração nas moendas tem se procurado utilizar
cada vez mais, taxas de embebição mais elevadas.

Com isso, a alimentação dos ternos intermediários se torna cada dia mais
importante. Certos fatores influenciam nessa alimentação, tais como:

− Solda aplicada aos rolos;
− Pressão hidráulica;
− Moagem horária;
− Abertura do rolo alimentador;
− Taxa de embebição;
− Tipo de esteira utilizada.

80


Em instalações com esteiras convencionais, o rolo alimentador deve ser
posicionado a uma distância de seu diâmetro externo até o diâmetro médio do
rolo de pressão igual a 2,5 vezes a abertura de pressão em trabalho (P'),
fornecida na Tabela de regulagem (ver Figura 7.8).

Figura 7.8 - Abertura do Rolo Alimentador

Quando temos altas taxas de embebição e/ou altas taxas de moagem, torna-se
muitas vezes necessária a utilização de esteiras de arraste entre moendas,
com calha Donnelly em todos os ternos (ver Figura 7.9).

81


As instalações que apresentam acionamento individual em cada terno, são
muito favorecidas no aspecto de alimentação nos ternos intermediários. Isto
porque o controle de carga em cada terno, pela rotação da moenda, é mais
eficiente do que nas moendas com acionamento duplo.

Figura 7.9 - Esteira de arraste entre moendas

82


8 Sistema Hidráulico

8.1 Introdução

Como sabemos, as moendas apresentam um movimento de oscilação do rolo
superior provocado pela passagem do bagaço através das aberturas dos rolos.
A função do sistema hidráulico para aplicação da carga no rolo superior das
moendas é a de manter uma pressão constante sobre a camada de bagaço,
independentemente da oscilação do rolo superior.

Cada mancal superior recebe a pressão hidráulica exercida por um pistão que
desliza dentro do cabeçote. Normalmente entre o pistão e o mancal existe uma
placa de apoio.

Os mancais deslizam sobre guias nos encaixes dos castelos, acompanhando a
oscilação do rolo superior (Fig. 8.1 e 8.2).

O volume de óleo deslocado pela oscilação do rolo superior deve ser absorvido
pelo sistema hidráulico, por meio de acumuladores. Desse modo, a variação da
pressão hidráulica aplicada ao rolo superior, causada pelo seu levantamento,
será muito pequena, não prejudicando o desempenho da moenda.

Para avaliação da carga máxima aplicada a um terno de moenda, devemos
atentar para os seguintes limites:

− Pressão máxima no sistema hidráulico;
− Pressão máxima admissível nos mancais de bronze (p.m.);
− Pressão hidráulica específica (p.h.e.);
− Dimensionamento das garrafas hidráulicas.

8.2 Pressão máxima no sistema hidráulico

83


Deve-se verificar os limites de pressão das tubulações, acumuladores e
demais componentes do sistema hidráulico.

Figura 8.1 - Cabeçote hidráulico (Dedini)

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

84


Considera-se que a carga aplicada ao rolo superior distribui-se na superfície
projetada do mancal (comprimento x diâmetro) causando uma pressão que
deverá estar dentro dos limites da pressão admissível do material.

A força aplicada em cada mancal do rolo superior é calculada a partir da
pressão hidráulica aplicada à superfície do pistão, como segue:

Fp π ⋅ dp2
ph = Ap =
Ap 4

Figura 8.2 - Cabeçote hidráulico (Farrel)

Fazendo-se as conversões de unidades necessárias, temos:

85


5688 ⋅ Fp
ph = , onde:
π ⋅ dp 2

ph = Pressão hidráulica [lbf/in 2]
Fp = Força aplicada pelo pistão no mancal [kgf]
dp = Diâmetro do pistão [mm]

A pressão exercida em cada mancal é dada por:

Fp ⋅ 100
Pm = ⋅ Padm , onde:
Dm ⋅ Lm

Pm = Pressão do mancal [kgf/cm 2]
Dm = Diâmetro do mancal [mm]
Lm = Comprimento útil do mancal [mm]
Padm = Pressão admissível do material do mancal [kgf/cm 2]

No nosso caso, o material do mancal é o bronze; Padm = 100kgf/cm 2.

Na Tabela 8.1 podemos verificar as pressões hidráulicas máximas que, se
aplicadas nas moendas consideradas, provocariam a pressão máxima
admissível nos mancais de 100 kgf/cm 2.

Pode-se verificar também as pressões hidráulicas específicas que atuariam na
camada de bagaço. Portanto, em hipótese alguma esses valores podem ser
atingidos, devendo-se trabalhar em níveis inferiores de pressão hidráulica e de
p.H.e.

86


8.4 Pressão hidráulica específica: (Fig. 8.3)

É uma grandeza que tem por objetivo relacionar a carga total aplicada à
camada de bagaço ao diâmetro e ao comprimento da camisa.

Admite-se a hipótese de que para as espessuras de bagaço que passam
normalmente nas moendas, a pressão média é semelhante à que seria
exercida pela carga total uniformemente distribuída sobre uma superfície plana
de comprimento igual à da camisa e largura equivalente a um décimo do seu
diâmetro.

2 ⋅ Fp
phe =
0,1⋅ Dc ⋅ Lc

Fazendo-se as conversões de unidades, temos:

200 ⋅ Fp
phe = , onde:
Dc ⋅ Lc

phe = Pressão hidráulica específica [t/dm 2]
Fp = Força aplicada pelo pistão no mancal [kgf]
Dc = Diâmetro médio da camisa [mm]
Lc = Comprimento da camisa [mm]

87


Figura 8.3 - Distribuição da carga hidráulica no rolo superior

A phe permite comparar as pressões de duas moendas diferentes, mas não
deve ser confundida com a pressão suportada pelo bagaço. Ela nos fornece
simplesmente um valor aproximado da pressão média.

A literatura recomenda a utilização de phe de 20 até 30 t/dm 2. Porém,
conforme podemos verificar pela Tabela 8.1, a pressão máxima admissível nos
mancais é atingida na maioria das moendas para valores de phe em torno de
30 t/dm2. Porém , em algumas moendas ela é atingida com pHe em torno de
26 t/dm2. Portanto, como regra geral, recomenda-se a adoção de phe de até
25 t/dm2.

Partindo-se de um valor médio de 22 t/dm 2, encontrado na maior parte das
instalações com bom desempenho, podemos calcular a pressão hidráulica que
devemos aplicar e a pressão atuante no mancal de bronze, para as diversas
moendas consideradas na Tabela 8.1.

88


89

Tabela 8.1 - Pressões atuantes em moendas convencionais

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

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

Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Mancal Farrel
12” 13” 14” 15” 425mm 445mm 18” 19” 18” 19”

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

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

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

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

Lrolo (mm) 1.219,2 1.219,2 1.371,6 1.371,6 1.676,4 1.676,4 1.981,2 1.981,2 1.981,2 1.981,2 2.133,6
. 2
Resultados Pmmáx (kgf/cm ) 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100
. 2
para phmáx. phmáx (lbf/in ) 4.691 5.082 4.261 4.565 5.421 5.676 5.390 5.690 3.864 4.079 3.332
2 2
= 100kg/cm phe (t/dm ) 26,6 28,8 29,1 31,2 32,4 34,0 29,7 31,4 29,7 31,4 26,9
2
Resultados phe (t/dm ) 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22
2
para phe Pm (kgf/cm ) 82,7 76,3 75,5 70,5 67,8 64,8 74,0 70,2 74,0 70,2 81,9
2 2
= 22t/dm ph (lbf/in ) 3.882 3.882 3.218 3.218 3.678 3.678 3.993 3.993 2.862 2.862 2.727


8.5 Funcionamento dos acumuladores hidráulicos

O funcionamento adequado do sistema hidráulico depende fundamentalmente
de um dimensionamento adequado dos acumuladores (garrafas) hidráulicos.

Este acumulador consiste de um recipiente metálico que apresenta em seu
interior uma bexiga de borracha cheia com nitrogênio, que se comprime ou se
dilata, conforme o volume de óleo é deslocado devido à oscilação do pistão
hidráulico. O óleo entra e sai da garrafa através de uma válvula situada em sua
parte inferior. Na parte superior da garrafa encontra-se um registro de gás,
para enchimento e verificação da pressão do nitrogênio contido na bexiga (Fig.
8.4).

Figura 8.4 - Acumulador hidráulico

90


Para um melhor entendimento do sistema, apresentamos um esquema do
circuito hidráulico (Fig. 8.5).

As garrafas hidráulicas devem ser pré-calibradas com uma pressão de
nitrogênio (po) no seu interior em torno de 80% da pressão média de trabalho
(pressão com oscilação média). Nesta situação, a bexiga estará ocupando todo
o volume da garrafa (Vo) (ver Fig. 8.6-I). Em seguida, deve-se colocar o
sistema hidráulico na pressão que corresponde à pressão mínima (Pmin) de
trabalho (pressão com rolo superior em repouso). Para tanto deve-se seguir o
seguinte procedimento (Fig. 8.5):

1 - Fechar a válvula de descarga;
2 - Abrir a válvula de pressão e a do acumulador desejado;
3 - Ligar a bomba até atingir a pressão desejada e então desligá-la e fechar
todas as válvulas.

Para se diminuir a pressão num determinado acumulador deve-se abrir a
válvula de descarga e cuidadosamente abrir a válvula do acumulador
desejado, até atingir a pressão desejada, fechando em seguida as duas
válvulas.

Para se trabalhar com equalização das pressões nos dois acumuladores de
cada lado da moenda, deve-se manter abertas as suas respectivas válvulas.

91


Figura 8.5 - Circuito hidráulico

A utilização de pressões hidráulicas diferentes de cada lado da moenda é
muito utilizada para se manter a oscilação do rolo superior nos mesmos níveis
em cada lado. Esta diferença é normalmente causada pelos esforços
adicionais provocados pelo engrenamento dos rodetes e também pelo sistema
de transmissão do eixo da voladeira ao eixo superior da moenda. Normalmente
esses esforços levam a uma oscilação maior do lado do acionamento. Outro
fator que afeta a diferença de oscilação em cada lado da moenda é a falta de
uniformidade no colchão de bagaço causada pela alimentação irregular da
esteira de cana. Existem ainda alguns fatores que devem ser cuidadosamente
observados, tais como: paralelismo entre os eixos da moenda, ou
indiretamente, aberturas uniformes ao longo do comprimento dos rolos,

92


liberdade de movimentação do mancal superior nas guias laterais dos castelos,
vazamentos no sistema hidráulico.

Uma vez calibrado todo o sistema nas pressões desejadas, teremos uma
condição de equilíbrio em cada garrafa, pois acima da pressão de enchimento
da bexiga o óleo força a contração da mesma, abrindo a válvula de entrada de
óleo e permitindo a entrada do mesmo na garrafa. Nesta situação, teremos a
bexiga ocupando um volume Vmin (volume que corresponde à situação do rolo
superior em repouso) e o óleo um volume (Vo - Vmin), ambos à pressão de
equilíbrio Pmin. (ver Fig. 8.6-II).

Quando a moenda estiver em trabalho, para um determinado deslocamento do
rolo superior haverá um volume de óleo correspondente que será transferido
para o interior da garrafa. Este aumento do volume de óleo na garrafa deve ser
absorvido pela diminuição do volume ocupado pelo nitrogênio dentro da bexiga
(ver Fig. 8.6-III e 8.6-IV).

Com o intuito de dimensionar adequadamente o sistema hidráulico, devemos
estabelecer um curso máximo para o pistão hidráulico e faremos uma análise
do comportamento do sistema em quatro condições distintas (Fig. 8.6).

93


Figura 8.6 - Fases de operação do sistema hidráulico

8.5.1 Dimensionamento dos acumuladores

Inicialmente, temos os seguintes valores na condição de calibração das
garrafas com Nitrogênio:

− Po: Pressão de calibração com Nitrogênio.

Como já vimos,

Po = 0,8 x Pmed (8.1)

− Vo : Volume ocupado pelo nitrogênio. Nesta situação, o nitrogênio ocupará
todo o volume útil da garrafa, fornecido pelo fabricante.

Vo = Volume útil da garrafa (8.2)

94


− vo: Volume específico do nitrogênio. É o volume ocupado por unidade de
massa de um gás, submetido a uma determinada pressão.

Através da tabela de propriedades do nitrogênio (Tabela 8.2), podemos, a
partir da pressão conhecida, determinar o volume específico, ou vice versa.

Po tabela → vo
 8.2
(8.3)

Em seguida é feito o bombeamento de óleo nas garrafas, até a pressão
mínima de trabalho (Pmin) (Fig.8.6 - II).

Neste instante, devemos estabelecer uma importante condição de projeto das
garrafas, que é a máxima variação da pressão hidráulica da condição em
repouso, para a condição de oscilação máxima. Devemos verificar para cada
tipo e bitola de moenda, um curso máximo do pistão (oscilação máxima).

No nosso caso, vamos estabelecer a máxima variação na pressão em 10%, ou
seja;

Pmax
= 1,1 (8.4)
Pmin

Outro valor conhecido é a pressão média, ou seja, a pressão com oscilação
média, que deve ser estabelecida como sendo a pressão de trabalho que
poderemos utilizar no sistema com segurança, conforme visto nos itens
anteriores.

Para que não tenhamos um cálculo iterativo, podemos considerar:

Pmin ≅ 0,95 x Pmed (8.5)

Com os valores obtidos de Pmáx e Pmin, temos:

95


Pmin tabela → vmin
 8.2
(8.6)

Pmax tabela → vmax
 8.2
(8.7)

A partir do curso máximo do pistão, definido anteriormente, determinamos o
volume de óleo deslocado.

C ⋅ Ap
∆V = (8.8)
10 6

π ⋅ dp 2
Ap = (8.9)
4

onde:

∆V = Volume de óleo deslocado (l)
C = Curso máximo do pistão (mm)
Ap = Área do pistão (mm 2)
Dp = Diâmetro do pistão (mm)

Conhecendo-se vmin, vmáx e o volume de óleo deslocado, determinamos o
volume de nitrogênio na condição de pressão mínima em repouso (Vmin),
como segue:

Vmin Vmax
= , onde: Vmáx = Vmin - ∆V
vmin vmax

vmin
Vmin = ⋅ ∆V (8.10)
( vmin - vmax)

Podemos então calcular o volume útil de nitrogênio nas garrafas (Vo) a partir
da relação abaixo:

96


Vo Vmin vo
= ⇒ Vo = ⋅ Vmin (8.11)
vo vmin vmin

Convém relembrar que o volume calculado acima é o volume útil necessário na
garrafa hidráulica para que tenhamos uma variação máxima de 10% na
pressão hidráulica da situação de repouso para a situação de oscilação
máxima.

Se utilizarmos uma garrafa com capacidade inferior, a variação na pressão
hidráulica para a mesma oscilação será maior. Por outro lado, ao utilizarmos
uma garrafa com maior capacidade, teremos uma menor variação da pressão
hidráulica, o que é mais favorável ao sistema hidráulico.

Portanto, para as instalações existentes, podemos calcular a variação da
pressão hidráulica entre as condições de repouso e oscilação máxima, a partir
do volume conhecido da garrafa hidráulica. Isto será feito pelo equacionamento
abaixo:

− Dados conhecidos:

Pressão média = Pressão de trabalho com metade do curso máximo
(Pmed).

• Pressão de enchimento do gás: Po = 0,8 x Pmed
• Volume de gás do acumulador existente (Vo)
• Curso máximo do pistão (C)
• Diâmetro do pistão (DP)

Cálculos:

Pmed tabela → vmed
 8.2
(8.12)

97


Po tabela → vo
 8.2
(8.13)

Vmed Vo vmed
= ⇒ Vmed = ⋅ Vo (8.14)
vmed vo vo

A partir das Fórmulas (8.8) e (8.9), determinamos o volume de óleo deslocado.
Com isso, temos:

Vmin = Vmed + 0,5 x ∆V (8.15)

Vmáx = Vmed - 0,5 x ∆V (8.16)

Vmin Vo Vmin
= ⇒ vmin = ⋅ vo (8.17)
vmin vo Vo

Vmax Vo Vmax
= ⇒ vmax = ⋅ vo (8.18)
vmax vo Vo

vmin tabela → Pmin
 8.2
(8.19)

vmax tabela → Pmax
 8.2
(8.20)

Pmax - Pmin
∆P(%) = ⋅ 100 (8.21)
Pmin

onde: ∆P(%) = Variação percentual da pressão hidráulica

Resumindo, podemos calcular o volume útil do acumulador (Vo) para que
tenhamos uma variação conhecida entre as pressões máxima e mínima de
operação, a partir das fórmulas (8.1) a (8.11).

98


Por outro lado, podemos também calcular a variação entre as pressões
máxima e mínima de operação, conhecendo o volume útil do acumulador (Vo),
a partir das fórmulas (8.12) a (8.21).

Na tabela 8.3 podemos verificar o comportamento do acumulador hidráulico
nas moendas convencionais. Podemos verificar que na moenda 42" x 84"
Farrel é imprescindível a utilização de duas garrafas hidráulicas para cada
pistão hidráulico, para que possamos diminuir a relação Pmáx/Pmin.

Tabela 8.2 - Tabela de propriedades do nitrogênio

p. v p v p v p v
(lbf/in2) (m3/kg) (lbf/in2) (m3/kg) (lbf/in2) (m3/kg) (lbf/in2) (m3/kg)
1700 0,2098 2450 0,1498 3200 0,1188 3950 0,1001
1750 0,2041 2500 0,1471 3250 0,1172 4000 0,0991
1800 0,1988 2550 0,1445 3300 0,1158 4050 0,0982
1850 0,1938 2600 0,1421 3350 0,1143 4100 0,0972
1900 0,1890 2650 0,1397 3400 0,1129 4150 0,0963
1950 0,1845 2700 0,1374 3450 0,1116 4200 0,0954
2000 0,1802 2750 0,1352 3500 0,1103 4250 0,0946
2050 0,1761 2800 0,1331 3550 0,1090 4300 0,0938
2100 0,1723 2850 0,1311 2600 0,1078 4350 0,0929
2150 0,1686 2900 0,1291 3650 0,1066 4400 0,0921
2200 0,1651 2950 0,1273 3700 0,1054 4450 0,0914
2250 0,1610 3000 0,1254 3750 0,1043 4500 0,0906
2300 0,1586 3050 0,1237 3800 0,1032
2350 0,1555 3100 0,1220 3850 0,1021
2400 0,1526 3150 0,1204 3900 0,1011

99


100

Tabela 8.3 - Comportamento do Acumulador Hidráulico em Moendas Convencionais

26” x 48” 30” x 54” 34” x 66” 37” x 78” - Dedini 42” x 84” 42”x84” Farrel
Moendas Dedini Dedini Dedini ∅ Pistão 12” ∅ Pistão 14” Farrel (2 garrafas)
2
Pmed (lbf/in ) 4.000 3.300 3.800 4.100 3.000 2.900 2.900

Valores Vo (L) 33,5 33,5 33,5 33,5 33,5 34 68

Conhecidos C (mm) 23 25 25 30 30 40 40

Dp (mm) 203,2 254 279,4 304,8 360 406,4 406,4
. 2
Po (lbf/in ) 3.200 2.650 3.050 3.250 2.400 2.300 2.300
. 3
Vmed (m /kg) 0,0991 0,1158 0,1032 0,0972 0,1254 0,1291 0,1291
3
vo (m /kg) 0,1188 0,1397 0,1237 0,1172 0,1526 0,1586 0,1586
.
Valores Vmed (L) 27,94 27,77 27,95 27,78 27,53 27,68 55,35
.
Calculados Vmín. (L) 28,31 28,40 28,72 28,87 29,06 30,27 57,94
.
Vm´x.. (L) 27,57 27,14 27,18 26,69 26,00 25,09 52,76
3
Vmín. (m /kg) 0,1004 0,1184 0,1060 0,1010 0,1324 0,1412 0,1351
3
Vm´x. (m /kg) 0,0978 0,1132 0,1004 0,0934 0,1185 0,1170 0,1230
2
Pmín. (lbf/in ) 3.935 3.213 3.675 3.905 2.818 2.619 2.752
2
Pm´x. (lbf/in ) 4.070 3.389 3.935 4.322 3.209 3.257 3.071

∆P (%) 3,43 5,50 7,07 10,68 13,91 24,38 11,56


8.6 Cuidados na montagem do cabeçote hidráulico

É muito importante nesta fase a verificação de vazamentos no sistema
hidráulico, principalmente na vedação do pistão hidráulico. Esta vedação é feita
normalmente utilizando-se um anel de couro preso ao pistão, que se ajusta à
camisa do mesmo. Este anel deve ser trocado sempre que for constatado
algum vazamento no pistão.

Outro cuidado muito importante e muitas vezes esquecido, é a verificação das
folgas necessárias para um bom funcionamento do sistema hidráulico.
Convém aqui salientar que existem diferenças no funcionamento do cabeçote
hidráulico, de uma moenda para outra. Vamos citar aqui dois sistemas
diferentes.

O primeiro pode ser visto na Figura 8.1, e é normalmente utilizado nas
moendas Dedini. Neste sistema, quando a moenda está em repouso, a
pressão hidráulica aplicada ao pistão é transmitida ao mancal superior, que por
sua vez transmite esse esforço aos casquilhos de bronze. Neste sistema, a
cada montagem devem ser verificadas as folgas F1, F2 e F3. A folga F1 entre
a placa de apoio do mancal superior e o cabeçote hidráulico representa o
curso máximo do pistão. A folga F2 entre o pistão e a parte interna do
cabeçote é muito importante, pois muitas vezes ocorre o problema de haver
um contato nessa região antes do pistão se apoiar na placa de apoio. Isto pode
danificar o cabeçote hidráulico e também comprometer o funcionamento
correto do sistema. Quando isso ocorre deve-se procurar corrigir a altura da
placa ou do mancal não esquecendo de verificar novamente a folga F1. A folga
F3 é apenas uma segurança interna no pistão hidráulico; ela é sempre maior
que a folga F1.

Outro sistema utilizado pode ser visto na Figura 8.2, e é normalmente
empregado nas moendas Farrel. Neste caso, quando a moenda está em
repouso, a pressão hidráulica aplicada ao pistão é transmitida integralmente ao
cabeçote hidráulico e, consequentemente ao castelo, não transmitindo
101


esforços ao mancal superior da moenda. Este sistema apresenta uma
vantagem em relação ao anterior, que é a de não transmitir esforços aos
casquilhos de bronze com a moenda em repouso, evitando a sua deformação.
No entanto, a folga F1 existente entre o pistão hidráulico e a placa de apoio
precisa ser verificada a cada montagem, pois se estiver muito alta, a moenda
deverá oscilar sem carga hidráulica até provocar o contato da placa com o
pistão. Para se ter uma idéia, esta folga de projeto para a moenda, 42" x 84" é
de 0,8 mm. O curso máximo do pistão, nesse sistema, é dado pela folga F2 e
não precisa ser controlado.

8.7 Carga hidráulica aplicada

Conforme foi visto nos itens anteriores, existem limitações para aplicação da
carga hidráulica de caráter dimensional.

No entanto, devemos estabelecer valores para utilização nas moendas que
estejam na faixa admissível anteriormente estabelecida e que sejam ideais
para o processo de moagem.

Usualmente, acredita-se que quanto maior a carga hidráulica, maior a extração
das moendas.

Existe, no entanto, muita controvérsia quanto à carga ideal e sua aplicação em
cada terno de moenda. A princípio devemos nos basear numa pressão
hidráulica específica razoável em todos os ternos (de 22 a 25t/dm2),
dependendo da limitação do mancal (ver Tabela 8.3).

Sabe-se também que cargas hidráulicas muito elevadas prejudicam a
alimentação das moendas e aumentam também a solicitação de potência. Se
forem realmente excessivas, podem até prejudicar a extração a partir de
valores que reduzem a permeabilidade do colchão de bagaço e,
consequentemente, a capacidade de drenagem. Testes realizados concluem
também que no 1º e 2º ternos pode-se utilizar pressões ligeiramente mais
102


baixas que nos demais, devido a esse fenômeno. No último terno, pode-se
aumentar um pouco a pressão para valores de pressão hidráulica específica
entre 23 e 25 t/dm2.

103


9 Componentes da Moenda

Os componentes de uma moenda básica podem ser verificados através da
Figura 9.1. Dependendo do tipo de moenda, podem haver variações em certos
elementos.

Figura 9.1 - Componentes de uma moenda básica
10 Sistema de Embebição

104


10.1 Introdução

Conforme descrevemos anteriormente, a moagem visa a máxima remoção do
açúcar contido na cana, através da remoção do seu caldo. Para isso, é
necessário que haja um esmagamento da camada de bagaço em cada terno.
No entanto, verifica-se que o simples esmagamento não é suficiente para se
obter bons níveis de extração (extração seca). Isto pode ser melhor entendido,
quando verificamos as proporções de caldo em relação à fibra antes e após o
esmagamento em cada terno.

Sabemos que na primeira unidade de moagem ocorre a maior parte da
extração global, simplesmente pelo deslocamento do caldo provocado pelo
esmagamento. Com isto, a cana que apresenta em torno de 7 partes de caldo
para cada parte de fibra (Fc = 12,5%), terá uma relação diminuída para valores
em torno de 2 a 2,5 após a primeira unidade de moagem, ficando cada vez
mais difícil extrair o caldo remanescente. Com isto, houve a necessidade do
artifício da embebição, que visa a diluição do caldo contido no bagaço na
entrada de cada terno. Conforme veremos a seguir, existem vários tipos de
embebição.

Podemos definir embebição como sendo o processo no qual água ou caldo
são aplicados ao bagaço de um terno para aumentar a diluição do caldo
contido no mesmo, levando a um consequente aumento na extração do caldo
no terno seguinte.

105


10.2 Embebição simples (Fig. 10.1)

É uma maneira rudimentar de aplicação da embebição, onde apenas água é
aplicada no bagaço de cada terno, a partir do segundo.

Sua utilização é comum em usinas que não apresentam desfibrador no
sistema de preparo e rolo de pressão nas moendas. Neste tipo de embebição
não existe divisão do caldo de cada terno no gamelão e o caldo extraído por
todos os ternos se mistura e é levado para o cush-cush, onde é peneirado; o
caldo misto segue para a fabricação e o bagacilho retorna para a moenda,
antes do 1º ou do 2º terno. A eficiência desse sistema é baixa, pois o volume
de água aplicado em cada terno é muito pequeno. Para aumentarmos este
volume, elevando a extração para níveis satisfatórios, seria necessário o
aumento da quantidade de água para valores muito elevados, tornando o
sistema anti-econômico. Isto exigiria um superdimensionamento dos setores de
fabricação até a evaporação e de geração de vapor.

Daí a necessidade de utilização de outros sistemas mais eficientes.

Figura 10.1 - Embebição Simples

106


10.3 Embebição composta (Fig. 10.2)

É o método mais utilizado e consiste na aplicação de toda a água de
embebição no último terno da moenda; o caldo deste é então bombeado ao
terno anterior, e assim sucessivamente, até o 2º terno. Finalmente, o caldo
deste junta-se ao caldo do 1º terno, sendo em seguida peneirado; o caldo
misto segue para a fabricação e o bagacilho retorna para a moenda, antes do
1º ou do 2º terno. A eficiência desse sistema é maior que a da embebição
simples, pois, para uma mesma quantidade de água aplicada, temos um
volume de caldo maior aplicado ao bagaço de cada terno. É importante
ressaltar que a eficiência da embebição depende fundamentalmente do volume
de caldo (água) aplicado e da baixa concentração do mesmo.

No sistema composto, a concentração do caldo de embebição aumenta do
último terno (água) para o 2º terno, porém é sempre inferior à concentração do
caldo contido no bagaço a ser embebido. Portanto, apesar de termos uma
diferença menor entre a concentração do caldo de embebição e do caldo
contido no bagaço que o recebe, em comparação com a embebição simples, o
volume de embebição aplicado em cada terno é muito maior, para uma mesma
quantidade de água total aplicada.

Para que este sistema apresente um bom desempenho, é imprescindível a
existência do desfibrador no sistema de preparo da cana e de rolo de pressão
nos ternos de moenda. Caso contrário não será possível trabalhar com altas
taxas de embebição, devido a ineficiência na alimentação de cada terno.

107


Figura 10.2 - Embebição composta

Existem algumas variações do sistema convencional, teoricamente menos
eficientes, mas que de certa maneira resolvem um problema comum em
muitas instalações; a aplicação de toda a água de embebição no último terno.

Uma das alternativas (Fig. 10.3) é a adição de água no penúltimo e últimos
ternos, em quantidades aproximadamente iguais. Em seguida, o caldo do
último terno recircula para o 2º terno anterior a ele; o caldo do penúltimo terno
recircula também para o 2º terno anterior a ele, e assim sucessivamente.
Desse modo, ficamos com dois fluxos paralelos de embebição, com
aproximadamente metade do volume de caldo em cada terno, porém com as
respectivas concentrações mais baixas. Nesse sistema, elimina-se uma
recirculação e o caldo misto é formado pelo caldo dos três primeiros ternos.

Figura 10.3 - Embebição composta (variação 1)

108


Outra alternativa utilizada (Fig. 10.4) é a divisão da água de embebição em
quantidades iguais no penúltimo e último ternos recirculando o caldo desses
dois ternos para o anterior; a partir deste, recircula-se o caldo terno a terno, até
o segundo, como no sistema convencional. Desta maneira, o volume normal de
embebição fica reduzido à metade, apenas nos dois últimos ternos.

Figura 10.4 - Embebição composta (variação 2)

Existe ainda outro recurso muito utilizado, que é o de simplesmente desviar
parte da água do último terno para o penúltimo, sem alterar o restante do
sistema, aliviando dessa maneira a alimentação do último terno (Fig. 10.2).

No entanto, todas as alternativas citadas devem ser evitadas ao máximo,
utilizando-as apenas em casos de problemas com alimentação dos ternos de
moenda, que não possam ser resolvidos com outros recursos, tais como:
diminuição da pressão hidráulica, aumento de rotação, diminuição da
temperatura da água de embebição.

Existem também vários recursos para melhoria da alimentação das moendas
e, consequentemente, da taxa de embebição, que foram citados no capítulo 7,
e podendo ser utilizados com maior eficácia; em relação à alteração do
sistema de embebido composta convecional. Podemos citar:

− Manutenção da condição superficial das camisas (frisos) com solda.

109


− Utilização de frisos que possibilitem boa drenagem e reduzam a umidade
do bagaço final.
− Instalação de esteiras de arraste;
− Aplicação de água de embebição por tubo pressurizado, principalmente em
instalações com esteiras convencionais de lona.

Como dissemos, a embebição composta convencional apresenta bons
resultados devido ao aumento do volume de embebição em cada terno.
Porém, este sistema ainda não é suficiente para saturar o bagaço embebido
com caldo; considera-se que essa saturação é conseguida quando se atinge
uma relação caldo/fibra em torno de 7, valor próximo à cana que alimenta o 1º
terno de moenda. Foi procurando atingir esse objetivo, que se partiu para a
utilização de outros sistemas de embebição.

10.4 Embebição com recirculação e embebição integral (Fig. 10.5)

Partindo-se do sistema de embebição composta convencional e com o objetivo
de se aproximar cada vez mais da saturação do bagaço, podemos acrescentar
ao caldo de embebição de cada terno parte do caldo do próprio terno, que
recircula com o objetivo de aumentar o volume de caldo de embebido no terno
considerado. Esta prática é muito benéfica ao se processar uma cana com
baixa concentração de Brix (início de safra), quando utiliza-se pouca água de
embebição para não diluir muito o caldo misto. A recirculação aumenta a
eficiência da embebição sem promover esta diluição.

110


Figura 10.5 - Embebição com recirculação

Quando a embebição por recirculação de caldo chega a saturar o bagaço de
cada terno, ou seja, elevar a relação caldo/fibra para valores em torno de 7,
temos a embebição integral. Para que isso seja possível, são necessárias
várias modificações nas moendas, tais como:

− Melhoria na drenagem, com instalação de "Meschaerts";
− Instalação de esteiras de arraste com fundo perfurado para drenar o
excesso de caldo.
− Instalação da calha Donnelly em todos os ternos;
− Modificação do sistema de aplicação da embebição, para que o bagaço, ao
sair da moenda, entre numa espécie de "piscina de caldo".

A instalação desse sistema nos faz deparar com problemas relativos à
dificuldade de alimentação das moendas, que o tornam de difícil implantação
em Usinas que trabalham com altas moagens, o que é normal em nossas
instalações.

Portanto, sabemos que se esses problemas puderem ser resolvidos, o sistema
deverá apresentar grande eficiência.

111


10.5 Controle da Água de Embebição

Qualquer que seja o sistema de embebição implantado, deve-se procurar
manter um controle eficiente sobre os seguintes fatores relativos à água de
embebição aplicada.

− Vazão;
− Temperatura;
− Método de aplicação.

10.5.1 Controle de Vazão (Fig. 10.6)

Como sabemos, a moagem é um processo volumétrico e, portanto, o volume
de material entrando em cada terno deve ser mantido o mais constante
possível. No caso da embebição composta, por exemplo, ao variarmos a vazão
da água estaremos variando o volume de material entrando em todos os ternos
a partir do 2º. Isto nos leva a flutuações indesejáveis nos resultados obtidos,
como: umidade e pol dos bagaços, extração total.

Portanto, o primeiro passo para o controle é a garantia de vazão constante de
água entrando na moenda. A maioria das usinas utiliza a água de
condensados do processo de fabricação complementada com água fria, para
embebição. A primeira, está normalmente sujeita a variações, podendo ser
escassa em muitos instantes, dependendo do balanço da usina. O ideal,
portanto, é ter um reservatório "exclusivo" para água de embebição das
moendas, onde se faz a mistura da água quente dos condensados com a água
fria. O nível desse tanque deve ser controlado e mantido constante.

Na saída do tanque deveremos ter uma tubulação "independente" para cada
conjunto de moendas, para que as alterações na vazão de cada um não
interfiram no outro (Fig. 10.6 - I). Outra alternativa é a instalação de uma
válvula de controle de vazão em cada conjunto. (Fig. 10.6 - II).

112


Figura 10.6 - Controle de vazão da água de embebição

Somente após termos a vazão constante garantida nas moendas, devemos
pensar em quantificar esta vazão. Para isso, devemos instalar um medidor de
vazão na tubulação que alimenta cada moenda. Se tivermos a vazão de água
dividida em mais um terno, devemos instalar mais um medidor de vazão.
Recomenda-se também a instalação de um registrador gráfico.

113


A importância da medição da vazão está ligada a uma facilidade muito maior
no controle de aplicação da água e também ao balanço material feito na
moenda, pois a determinação da vazão de água pelo método inferencial é
muito imprecisa.

10.5.2 Controle de Temperatura

Existe muita controvérsia quanto à temperatura ideal da água de embebição,
portanto vamos citar aqui algumas vantagens e desvantagens da aplicação da
água quente na embebição:

Vantagens:

− Aproveitamento dos condensados da fabricação;
− Maior diluição do caldo residual contido no bagaço, levando a melhor
extração.
− Aumento da temperatura do bagaço final, que pode levar a uma pequena
diminuição da umidade até a alimentação nas caldeiras.

Desvantagens:

− Aumento na dificuldade de alimentação das moendas;
− Dificuldade na aplicação de solda nas moendas, devido às condições de
trabalho dos soldadores.

Entretanto, existem meios para se contornar as desvantagens citadas e
recomenda-se normalmente a aplicação de água quente, em torno de 70°C.

Pode-se incluir no sistema de controle de água de embebição um controle da
temperatura da água, alterando-se a vazão de água quente em função da
temperatura do reservatório destinado à embebição.

114


10.5.3 Método de aplicação

Devemos aqui diferenciar a aplicação de água ou de caldo, pois no segundo
caso, temos a presença de bagacilho em suspensão.

A água pode ser aplicada por meio de bicas de embebição (Fig. 10.7), ou com
mais eficiência, pressurizada através de um tubo posicionado abaixo da
camada de bagaço, na saída do pente do rolo de saída (Fig. 10.8). A água
aplicada por meio de bicas apresenta o inconveniente de embeber o bagaço
da parte superior da camada, deixando a parte inferior menos embebida. Isto
ocorre devido ao grande poder de absorção de caldo pelo bagaço, ao sair da
compressão em um terno de moenda. Portanto, as partes primeiramente
atingidas pela embebição irão absorvê-la, deixando as outras (camadas
inferiores) carentes.

Figura 10.7 - Bica de embebição

115


Figura 10.8 - Embebição pressurizada

Já no caso da embebição pressurizada, além do poder de penetração do caldo
na camada devido à pressão dos jatos, existe uma agitação do bagaço na
saída do pente provocada pelos mesmos, o que leva a uma distribuição da
embebição muito mais uniforme em todo o volume de bagaço. O tubo
pressurizado é dimensionado em função da moagem, da taxa de embebição, e
da pressão de trabalho, que é recomendada em torno de 3kgf/cm 2. O tubo
apresenta furos longitudinais igualmente espaçados e com diâmetro
determinado em função dos parâmetros acima citados e do número de furos
desejado. Apesar de sua instalação ser possível em esteiras convencionais de
lona ou em esteiras de arraste, sua eficiência tem se mostrado maior nas
primeiras, onde justamente, a embebição por bica é menos eficiente.

116


O caldo de embebição é normalmente aplicado por bicas (Fig. 10.7), que têm a
função de distribuir o mesmo de uma maneira uniforme por toda a largura da
esteira.

Como no caso da embebição de água, podemos ter a embebição de caldo
pressurizada. Porém, neste caso há a necessidade de peneirar previamente o
caldo para evitar entupimentos no tubo. Outra dificuldade é a variação da
vazão de caldo no processo de moagem, que leva à necessidade de instalação
de válvulas de controle para manutenção do nível de caldo nos tanques de
embebição.

10.6 Quantidade de embebição

A quantidade de água de embebição aplicada a uma moenda depende de
vários fatores, dentre os quais podemos citar:

− Fibra da cana;
− Capacidade de fabricação;
− Alimentação das moendas;
− Pressão hidráulica;
− Limite máximo economicamente viável;
− Limite de absorção do bagaço.

Como normalmente o limite máximo economicamente viável está muito acima
do limite da fabricação ou da alimentação das moendas, devemos nos
preocupar mais com os outros fatores. No entanto, como o aumento do custo
da energia vem se tornando cada vez mais significativo, pode ser que este
limite passe a ser reduzido, não devendo portanto ser esquecido. No nosso
caso, o aumento na embebição provoca um aumento proporcional na energia
necessária para evaporação do caldo.

117


Não devemos nos prender a taxas de embebição recomendadas como ideais,
pois esses valores são apenas médios e orientativos.

Em síntese, a quantidade de água aplicada a uma moenda seria a máxima que
não cause problemas de alimentação na mesma, desde que esse valor não
ultrapasse a capacidade da fabricação. Caso esta capacidade esteja baixa,
deve-se procurar aumentá-la de tal modo que fiquemos limitados
exclusivamente pela alimentação das moendas.

Outra prática comum nas usinas é controlar a embebição a partir de uma faixa
de concentração de Brix ideal na decantação. Esta interferência entre o
processo de fabricação e a moagem deve ser evitada. Isto porque o Brix do
caldo misto depende fundamentalmente do Brix da cana entrando na moenda.
Portanto, para canas com Brix muito elevado, a quantidade de água necessária
na embebição para obter um caldo misto com determinada concentração pode
ser muito superior à limitação máxima de alimentação na moenda. Isto nos
leva à conclusão de que deve-se diluir o caldo misto na própria fabricação, e
não aumentar a embebição.

Valores normalmente encontrados nas usinas estão em torno de 25 a 35% de
embebição % cana, podendo atingir valores maiores, dependendo das
condições citadas anteriormente.

Existe ainda um procedimento muito comum nas usinas, que é o de limitar a
quantidade de água em função da umidade do bagaço, ou ainda reduzir a
água no último terno, aumentando no penúltimo. Isto muitas vezes não é
correto, pois apesar da embebido ter influência na umidade do bagaço final,
existem outros fatores ainda mais influentes, que podem estar sendo
esquecidos, como:

118


− Alimentação constante das moendas;
− Vazamentos de caldo pelo pente superior;
− Pressão hidráulica.

10.7 Separação do caldo misto (Fig. 10.9)

Muitas usinas vêm utilizando o recurso de isolar o caldo do 1 o terno e enviá-lo
para fabricação de açúcar e o 2 o terno para fabricação de álcool, mantendo, no
entanto, um recurso de complementar o caldo do 1 o terno com o do 2 o terno ou
vice-versa, dependendo da produção de açúcar ou álcool.

Este é um sistema muito versátil, pois permite desde a mistura de álcool total
dos caldos (caldo misto) até a separação total (caldo para açúcar e caldo para
álcool), passando por situações intermediárias de dosagem.

Desta maneira, o caldo para açúcar é fornecido com Brix mais alto,
economizando energia na evaporação.

Também no início da safra, quando a cana tem Brix muito baixo, conseguimos
operar com taxas de embebição muito altas sem a preocupação de diluição
excessiva do caldo para açúcar.

J1: CALDO PARA AÇÚCAR J2: CALDO PARA ÁLCOOL

Figura 10.9 - Separação do caldo misto

119


10.8 Peneiramento do caldo

O caldo misto ou os caldos separados do 1 o e 2o ternos, são peneirados antes
de serem enviados para a fabricação de açúcar e álcool. Neste processo são
utilizadas as seguintes opções de equipamentos:

- “cush-cush” de caldo
- peneiras estáticas DSM
- peneiras vibratórias
- peneiras rotativas

Em todas as alternativas o bagacilho peneirado retorna à moenda, por meio de
uma rosca transportadora, antes do 1 o terno ou, preferencialmente, antes do
2o terno. A última alternativa é adotada principalmente nos casos de moagem
elevada, onde percentuais de 10 a 15% de retorno de bagacilho podem limitar
a capacidade de moagem.

10.8.1 Cush-cush de caldo (Fig. 10.10)

É formado por um transportador de taliscas, dotado de telas de arame de perfil
trapezoidal (Figura 10.11) com abertura recomendada (C) de 0,65mm e largura
no topo do arame (A) de 2,26mm. A capacidade de peneiramento de caldo é
de aproximadamente 80m 3/h por m2 de área aberta da tela.

A porcentagem de área aberta é dada pela fórmula abaixo:

C
%AA = , onde:
A +C

C = abertura (ranhura) da tela (mm)
A = largura do topo do arame trapezoidal (mm)

120


As telas do cush-cush são feitas em módulos com largura de 1.000 a 1.300mm
e comprimento aproximado de 1.000mm.

Figura 10.10 - Cush-cush de caldo

A C
Perfil trapezoidal

Vareta suporte

Figura 10.11 - Telas de arame com perfil trapezoidal

Exemplo: Determinar o número de telas do cush-cush para uma moenda 37” x
78” com vazão de caldo misto de 450m 3/h. Utilizando telas com abertura de

121


0,65mm e com largura de arame de 2,26mm, e de dimensões uteis 1.000 x
1.300mm.

O cush-cush está atualmente sendo substituido por peneiras rotativas.

0,65
%AA = ⇒ %AA = 0,22
2,26 + 0,65

AA tela = 1,0 × 1,3 × 0,22 ⇒ AA tela = 0,286 m 2

450
Nº telas = ⇒ Nº telas ≅ 20
80 × 0,286

10.8.2 Peneiras estáticas DSM

Utilizam o mesmo tipo de tela de arame do cush-cush. São necessários
conjuntos de peneiras para a vazão total de caldo misto da maior parte das
moendas.

10.8.3 Peneiras vibratórias

Utilizadas para peneiramento mais fino, apresentam tela perfurada, pequena
inclinação e um movimento vibratório para facilitar o peneiramento.

10.8.4 Peneiras rotativas (Fig. 10.12)

São as mais utilizadas atualmente em substituição ao “cush-cush”. Apresentam
um rotor cilíndrico que gira em baixa rotação ( ~ 5rpm) e um distribuidor de
caldo em seu interior. O acionamento é feito por rodas de atrito e as telas de
arame são similares às utilizadas no cush-cush, com aberturas de 0,5 a
0,65mm. Utiliza-se no seu dimensionamento a capacidade de peneiramento
de70m3/h por m2 de área aberta. Na Tabela 10.1 podemos verificar as
principais características das peneiras Copersucar.

122


Tabela 10.12 - Características das peneiras rotativas Copersucar

Vazão Elemento Esp. Abertura % área Área Vazão Rotação Potência Peso
3
m /h Filtrante diâm x arame aberta peneira espec. rotor
2 3 2
comp. mm mm mm m m /h/m rpm CV kg

150 φ 1.100 x 2.500 1,5 0,5 25% 8,63 17,5 7 5 500

300 φ 1.600 x 2.500 1,5 0,5 25% 17,59 17,5 7 12,5 1216

500 φ 2.200 x 4.950 1,9 0,5 20,8% 34,21 14,5 5 15 4280

600 φ 2.200 x 4.950 1,9 0,65 25,5% 34,21 18 5 15 4280

750 φ 3.000 x 5.400 1,9 0,5 20,8% 50,89 15,5 4 15 6405

900 φ 3.000 x 5.400 1,9 0,65 25,5% 50,89 18 4 15 6405

As principais vantagens da utilização dessas peneiras em relação ao cush-
cush são:

- Menor custo de manutenção.
- Facilidade de limpeza e menor nível de infecção.
- Menor espaço necessário para instalação.

123


Figura 10.1 - Peneira rotativa

124


11 Regulagem de Moendas

11.1 Introdução

A regulagem de moendas consiste em:

− Selecionar a velocidade de trabalho adequada;
− Selecionar os diâmetros e tipos de frisos adequados;
− Selecionar a posição relativa mais favorável dos rolos e da bagaceira;
− Calcular as aberturas entre os rolos;
− Selecionar os rodetes adequados, etc.

A regulagem de moenda depende de vários fatores, tais como: tipo de castelo,
moagem, fibra da cana, tipo de frisos, velocidade dos rolos, diâmetro das
camisas, reabsorção, etc. A regulagem de moenda, apesar de seguir certos
critérios e cálculos objetivos, também envolve um pouco de subjetividade e de
experiência prática.

Durante o processo de moagem, devido à enorme quantidade de matéria
prima em manipulação, uma pequena perda de sacarose no bagaço final,
representa uma grande perda de açúcar. Por outro lado, uma pequena
diminuição do pol do bagaço representa uma grande quantidade de açúcar
recuperado.

Para se ter uma idéia, tomemos um exemplo de uma moenda com 6 ternos
37"x78" com:

Moagem 350 TCH
Pol da cana 12%
Fibra da cana 12,5%
Eficiência de fabricação 90%

125


Se obtivermos uma melhora na pol do bagaço em 0,2 pontos (De 2,2 para 2,0),
que a princípio parece ser pequena, como mostrado abaixo, do 1° para o 2°
caso.

Bagaço 1º Caso 2º Caso
Pol 2,2 2,0
Umidade 50,17 50,70
Brix 2,95 2,58
Pureza caldo residual 74,6 77,5

O açúcar recuperado, devido somente ao abaixamento da pol do bagaço seria
de 78 sacas de 50 kg, por dia. Se considerarmos uma safra de 5 meses, com
tempo de aproveitamento de 90%, teríamos no fim da safra 10.530 sacas de
açúcar adicionais, como mostrado na tabela 11.1

Tabela 11.1 - Açúcar recuperado devido ao abaixamento da pol do bagaço

Fibra % Toneladas de Açúcar no Açúcar Adicional
Bagaço Bagaço hora Bagaço (kg/h) (sacas)

1 dia safra

1º Caso 46,88 93,32 2.053 78 10.530

2º Caso 46,72 93,64 1.873

Isto mostra a importância da regulagem e operação correta da moenda.

11.2 Cálculo de aberturas

Quando o bagaço passa através de um terno, a compressão maior da camada
ocorre entre o rolo de saída e superior. Portanto, esta abertura de saída é a
primeira a ser calculada.

126


As aberturas são calculadas em trabalho, isto é, na condição de rolo superior
em flutuação e são as seguintes:

P' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de pressão

E' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de entrada

S' - abertura em trabalho entre o rolo superior e o de saída

Estas aberturas referem-se sempre ao diâmetro primitivo do rolo, isto é,
diâmetro externo menos a altura do friso (Fig.11.1).

A seguinte convenção foi adotada para entendimento do cálculo da regulagem.

− DT, (DTP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo superior
− DS, (DSP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo saída
− DE, (DEP ) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo entrada
− DP, (DPP) = Diâmetro externo (primitivo) do rolo pressão
− HT = Altura do friso rolo superior
− HS = Altura do friso rolo saída
− HE = Altura do friso rolo entrada
− HP = Altura do friso rolo pressão

127


Figura. 11.1 - Aberturas entre rolos de moenda

A fórmula utilizada para o cálculo de abertura de saída, também adotada em
vários outros países, é:

9,5 ⋅ M ⋅ Fc
S' =
V ⋅ L ⋅ Fb

onde:

128


− S' - abertura de saída (mm)
− M - moagem horária (TCH)
− FC - Fibra da cana (%)
− L - Comprimento do rolo (m)
− Fb - Fibra % bagaço na saída do terno (%)
− V - Velocidade média entre o rolo superior e saída (m/min)
− n - Rotação do terno (rpm)

π ⋅ (DTP + DSP ) ⋅ n
V= DTP e DSP em mm.
2000

Os valores da fibra porcento bagaço (Fb) dependem do modo de alimentação
do 1° terno, qualidade do preparo de cana e condições gerais dos ternos. Os
números obtidos pela fórmula do cálculo de abertura de saída são
arredondados para ± 0,5. Para se obter as aberturas de entrada (E') e pressão
(P´) multiplica-se a abertura de saída (S') pelos fatores Fe e Fp,
respectivamente. Todos os fatores citados estão tabelados na tabela 11.2.

Tabela 11.2 - Fatores Fb, Fe e Fp.

Fator Nº Ternos
ternos 1° 2° 3° 4° 5° 6°
6 30 34 38 42 46 50
Fb 5 30 35 40 45 50
4 30 37 44 50
6 1.8 1.8 1.8 1.8 2 2.2
Fe 5 1.8 1.8 1.8 2 2.2
4 1.8 1.8 2 2.2
Fp 5 5 5 5 5 5

Obtidas as aberturas, calcula-se as distâncias entre centros dos rolos em
trabalho (C1, C2, C3, C4), como mostrado na figura 11.2 e coloca-se num

129


diagrama denominado triangulação. Indicamos a seguir o cálculo das aberturas
em trabalho.

Figura. 11.2 - Triangulação

C1 - Centro a centro entre rolo superior/saída em trabalho
C2 - Centro a centro entre rolo superior/entrada em trabalho
C3 - Centro a centro entre rolo superior/pressão em trabalho
C4 - Centro a centro entre rolo entrada / pressão em trabalho

DT − HT DS − HS D + HSP
C1= + + S' = SP + S'
2 2 2

DT − HT DE − HE D + HEP
C2 = + + E' = EP + E'
2 2 2

DT − HT DP − HP D + HPP
C3 = + + P' = PP + P'
2 2 2

DE + DP
C4 = + 15 - HP para HE ≥ HP
2

DE + DP
C4 = + 15 - HE para HE < HP
2

11.3 Traçado da bagaceira

130


A função da bagaceira é conduzir o bagaço do rolo de entrada para o rolo de
saída, sem a intenção, no entanto, de extrair caldo. Do seu correto
posicionamento, depende um funcionamento uniforme e contínuo da moenda e
também o desempenho da extração. Se a bagaceira for posicionada muito alta,
a carga sobre o rolo superior é muito elevada, ocorrendo desgaste acentuado
da mesma, aumentando a potência absorvida e sufocando a passagem de
bagaço, resultando portanto em alimentação deficiente da moenda.

Se a bagaceira for posicionada muito baixa, o bagaço ao passar sobre ela não
é comprimido suficientemente para impedir que o rolo superior deslize sobre a
camada de bagaço resultando em embuchamento nessa região.

Demonstra-se matematicamente que o perfil da bagaceira deve ter uma forma
de espiral logarítmica. Em outras palavras, a abertura entre esta e o rolo
superior deve ir aumentando gradativamente, obedecendo a função acima à
medida que o bagaço caminha do rolo de entrada para o de saída. Fisicamente
o bagaço, ao passar pelo rolo de entrada, é comprimido e se expande sobre a
bagaceira até encontrar o rolo de saída, onde é comprimido novamente.

Na prática, ao se desenhar a bagaceira, como a curva espiral logarítmica é de
difícil construção, é feita uma aproximação com arco de circunferência, pois o
desvio entre uma curva e outra é tão pequeno, que torna-se desprezível do
ponto de vista do funcionamento da moenda. O traçado da bagaceira é feito
em escala 1:1, pois o perfil natural é usado para fundição e usinagem da peça.

A seguir apresentamos um roteiro para o traçado da bagaceira.

131


11.4 Roteiro para o traçado da bagaceira (Fig. 11.3)

(A) - Marca-se um ponto qualquer (OT) que será o centro do rolo superior em
repouso.

(B) - Traça-se uma linha vertical (V1) e uma horizontal (H1) passando pelo
ponto OT.

(C) - Abaixo da linha horizontal H 1 traça-se uma outra linha horizontal (H 2)
paralela à primeira e distanciada de H. Esta distância H refere-se à
diferença de nível entre o centro do rolo superior e inferiores sem calço e
sem desgaste (condição de projeto do terno); depende da bitola da
moenda e do fabricante.

(D) - Se o castelo for inclinado a 15°, traçar uma linha com esta inclinação
passando pelo ponto O T. Se o castelo for reto, esta linha será vertical.

(E) - A partir do ponto OT distanciado da medida de oscilação, marcar o
ponto OT' sobre a linha de inclinação do castelo. Este ponto é o centro do
rolo superior em trabalho. Os valores da oscilação dependem do
posicionamento e da bitola dos ternos.

(F) - Com os valores da triangulação já calculados, medidas C 1, C2, C3 e C4
obtém-se os pontos O E, OS e OP, centros, respectivamente, dos rolos de
entrada, saída e pressão, com a ajuda de um cintel.

(G) - Obtido os centros dos rolos, traça-se os diâmetros interno, primitivo e
externo dos 4 rolos.

(H) - Posicionar o ponto P de modo que O P = (1/3) DEP

(I) - Ligar o ponto P ao ponto O T

132


(J) - Marcar sobre a linha P OT , a partir do diâmetro primitivo do rolo
superior X1 = 2 E', obtendo-se P 1

(K) - Medir a distância do ponto P 1 à linha V1 (medida Y)

(L) - O ponto P2 é obtido dando se uma queda de 6 % em relação ao ponto P 1,
ou seja: X2= X1 + 0,06 Y

(M) - O ponto P3 também é obtido dando-se uma queda de 6% em relação ao
ponto P2. O ponto P3 é o final da bagaceira e é tangente ao diâmetro
externo do rolo de saída. X 3= X2 + 0,06 Z

(N) - Traça-se um arco de circunferência que passa pelos pontos P 1, P2 e P3.

(O) - Completa-se o perfil com centro do cintel em P e com abertura P P1 ,
traçando-se um arco até encontrar o diâmetro interno do rolo de entrada,
obtendo se o ponto P o.

(P) - Completa-se o perfil com o traçado dos frisos de entrada e saída da
bagaceira conforme os frisos dos rolos.

(Q) - Para se obter a abertura em repouso, basta traçar o diâmetro primitivo do
rolo superior com centro em O T e medir as aberturas diretamente com
escala a partir deste diâmetro.

133


Figura. 11.3 - Traçado da bagaceira

Para a montagem dos ternos é feita uma Tabela de Regulagem (Tabela 11.3).
Esta tabela é utilizada pelos mecânicos das moendas para posicionar os rolos
e as bagaceiras nos castelos no início de cada safra. O preparo de moenda
correspondente ao exemplo indicado nesta tabela é para as seguintes
condições:

− Moenda 5 ternos 37"x78" (Moenda Dedini)
− Moagem 300 TCH
− Fibra da cana 12,5 %
− Rotação dos ternos 6,5 RPM

134


135


12 Montagem de Moendas (Bagaceiras)

De nada adiantam todos esses cálculos e traçados, se a montagem dos rolos e
bagaceiras for feita inadequadamente, ou se as peças não estiverem de
acordo com o desenho.

Portanto, a primeira providência é fazer uma inspeção (controle de qualidade)
cuidadosa das bagaceiras, rolos e pentes junto ao fabricante. A inspeção deve
englobar tanto o dimensional quanto o material empregado na confecção das
peças. No tocante ao material, deve-se verificar a composição química, falhas
de fundição, trincas e propriedades mecânicas. Um defeito muito comum que
se tem observado na fabricação das bagaceiras é quanto ao erro de passo dos
frisos. Um desvio de passo além do especificado compromete a montagem, e
o desgaste dos frisos certamente será prematuro. O “Roteiro para inspeção em
bagaceiras”, da Copersucar, nº 74.048.30.07 é bastante abrangente para o
controle de fabricação das mesmas.

Também deve-se ter em mente que o bom desempenho das moendas
depende de uma boa montagem no começo da safra. Se a montagem for
inadequada, certamente a extração do conjunto ficará comprometida, além de
se correr o risco de desgaste excessivo dos equipamentos e até mesmo da
ocorrência de quebras mecânicas.

A seguir daremos um roteiro de montagem da moenda. Neste roteiro será
suposto que os castelos estão nivelados e alinhados e que os desgastes dos
mancais, munhão e guias estão dentro de uma tolerância aceitável. Caso este
requisito não for satisfeito, deve-se reformar ou mesmo substituir as peças
gastas.

A Copersucar tem também um “Procedimento para montagem de bagaceiras”,
nº 74.048.33.07, que fornece detalhes mais criteriosos para a montagem dos
eixos e da bagaceira.

136


12.1 Roteiro para montagem da moenda

Materiais necessários:

Cintel Esquadro
Compasso de centro Aparelho de nível ou mangueira
Prumo de centro Tabela de regulagem
Trena Ferramentas (chaves, lixadeiras etc)
Escala metálica Paquímetro

(1) - Colocar os rolos inferiores nas respectivas posições, conforme o mapa de
posicionamento dos rolos fornecido com o projeto do preparo de moenda. Os
frisos dos rolos já devem estar previamente soldados (solda de base, picote,
travamento e chapisco).

(2) - Achar os centros dos rolos em ambos os lados do eixo (Fig.12.1),
com auxílio de compasso de centro. Normalmente os eixos dos rolos de
moenda possuem uma numeração preferencialmente feita com punção ou
outro meio qualquer, de modo que não possa ser removida facilmente. Os
rolos, na maioria dos casos, mudam de posição a cada safra e portanto, a
numeração dos eixos tem por finalidade facilitar o seu posicionamento,
identificação e também o controle do seu estado e da vida útil.

137


Figura 12.1 - Determinação dos Centros dos Eixos

(B) - Coloca-se o cintel com sua roldana apoiada sobre o semi casquilho
inferior (telha) do eixo superior (Fig.12.2). A qualidade do cintel é muito
importante para se obter uma boa montagem. O tubo do cintel deve possuir um
comprimento aproximado dos eixos, atravessando os dois castelos. Seu
diâmetro deve ser igual ou superior a 2" para se ter uma boa resistência à
flexão. O tubo, as roldanas e o medidor do cintel devem ser usinados com a
menor folga possível para se obter uma boa precisão de medidas.

138


Figura 12.2 - Determinação dos calços dos rolos

(C) - Olhando-se a tabela de regulagem (Tab. 11.3) no campo "Dimensões
para montagem" e no subcampo "calços" tem-se os calços dos rolos de
pressão (CP), entrada (CE) e saída (CS). Estes valores referem-se à moenda
cuja diferença de nível entre o rolo superior e inferiores, sem calço, seja
exatamente igual a medida H da tabela de regulagem (condição de projeto do
terno). Mas na prática esta medida H de tabela, nunca coincide com a real,
devido aos desgastes do munhão, do casquilho, do assento e do mancal
cantoneira. Somente nas moendas novas ou reformadas completamente

139


poderá haver coincidência. Ainda encontramos neste campo, as alturas H E e
HS, diferenças de nível entre o rolo superior e o de entrada e entre o rolo
superior e o de saída, respectivamente. Portanto, C P e CE são apenas
orientativos, devendo-se calçar tanto quanto necessário para se obter as cotas
HE e HS.

(D) - Para determinação do calço real, colocam-se os rolos inferiores nos
castelos sem nenhum calço, nas suas respectivas posições (Fig.12.2).
Primeiramente, verifica-se o nivelamento do cintel. Com a mangueira de nível
ou preferencialmente com aparelho de nível, verifica-se o nível no centro do
tubo do cintel do lado do acionamento da moenda em relação ao lado oposto
(Fig.12.3). Este desnível não deverá ser, de uma maneira geral, superior a
2 mm. Caso seja maior, verificar a causa e corrigi-la. As causas mais comuns
são: desgaste do casquilho, do assento, desnivelamento dos castelos ou
mesmo cintel inadequado.

Figura 12.3 - Verificação do nivelamento do rolo superior

140


Feito isto, mede-se a diferença de nível entre o cintel e os rolos inferiores (ver
Fig.12.4). Obtendo-se as medidas He e Hs, respectivamente dos rolos de
entrada e saída. Estas medidas deverão ser tomadas em ambos os lados do
terno.

Figura 12.4 - Desnível entre o rolo superior e inferiores

141


O calço real então é calculado em ambos os lados do terno como se segue:

Calço do rolo de entrada (He - Hre)
Calço do rolo de saída (Hs - Hrs)

Tomemos o exemplo do 2º terno. Suponha que as cotas He e Hs medidas são:

Lado do Acionamento Lado Oposto

He 708 709

Hs 710 712

O calço real necessário será:

Lado do Acionamento Lado Oposto

Ce He - Hre = 708 - 695,5 = 12,5 He - Hre = 709 - 695,5 = 13,5

Cs Hs - Hrs = 710 - 686,0 = 24,0 Hs - Hrs = 712 - 686,0 = 26,0

Obs.: As medidas (He - Hre) e (Hs - Hrs) não reproduzem fielmente os calços
reais, uma vez que He e Hs são medidos na extremidade do eixo e não
na linha de centro dos mancais. Entretanto, como o desnível dos eixos é
pequeno, a diferença é desprezível. Se o desnível dos eixos inferiores
for muito grande, deve-se nivelá-los antes.

Se as cotas He e Hs medidas coincidirem com a medida H da tabela de
regulagem, evidentemente que neste caso todo o procedimento anterior é
desnecessário, basta colocar os calços constantes na tabela de regulagem.

(E) - Posiciona-se os rolos inferiores já com os calços calculados. Verifica-se
novamente por meio de aparelho de nível ou mangueira a diferença de nível
entre o cintel e os rolos inferiores para ver se coincide com as medidas Hre e

142


Hrs. Se tudo estiver em ordem insere-se a bagaceira já com a balança entre os
rolos.

(F) - Acerta-se o carrinho por meio dos parafusos (1) e (2) (Fig.12.5),
movimentando-o no sentido longitudinal de modo que a linha de centro da
bagaceira esteja avançada de medida AV constante na tabela de regulagem
em relação à linha de centro do rolo superior. Para evitar este procedimento
em toda a safra costuma-se marcar em forma de uma linha vertical, o carrinho
e o banquinho nesta posição. Com este procedimento, torna-se mais prático
acertar o carrinho, pois quando as duas linhas coincidirem, ele estará na sua
posição correta (ver fig. 12.5).

(G) - Coloca-se o cintel com a medida AB2 da tabela de regulagem
posicionando-o na vertical e mantendo o conjunto bagaceira e balança
também na vertical. Com um paquímetro mede-se da ponta do cintel até a
parte superior da bagaceira, exatamente sobre a linha de centro do eixo
superior. Esta é a medida do calço necessário entre o carrinho e banquinho
(Fig.12.5).

143


Figura. 12.5 - Posicionamento e determinação de calço do carrinho

(H) - Após calçar o carrinho com a medida do calço determinada no item
anterior, desce-se um prumo do centro do tubo do cintel em ambos os lados do
terno (Fig.12.6). Posiciona-se então o rolo de entrada a uma distância Re da
linha do prumo. Esta distância Re deve ser medida na horizontal do centro do
eixo até a linha do prumo, em ambos os lados do terno. Procede-se da mesma
maneira com o rolo de saída, mas com medida Rs. As medidas Re e Rs
encontram-se na tabela de regulagem (Tab. 11.3).

(I) - Em seguida, abre-se o cintel com a medida AE da tabela de regulagem e
verifica-se a abertura de entrada passando-se a ponta do cintel no fundo do

144


friso do rolo de entrada. Deve-se pegar pelo menos dois frisos de cada lado do
rolo, devido a não uniformidade da profundidade dos frisos. Se todas as peças
estiverem com as dimensões conforme desenho, dentro da tolerância
aceitável, então a abertura deverá estar correta
Se ao passar o cintel e a abertura não estiver de acordo com a tabela, então
posiciona-se o rolo para que a abertura fique correta (Fig 12.6). Em seguida
mede-se a nova distância Re que será diferente da anterior. Esta nova
distância poderá diferir de um máximo de ± 5 mm da anterior. O importante é
deixar a nova medida Re igual em ambos os lados do terno para garantir o
paralelismo e um melhor assentamento entre o munhão e mancal. Repete-se
este procedimento para o rolo de saída, mas com as medidas As e Rs.

Figura 12.6 - Posicionamento dos rolos

145


(J) - Prende-se o carrinho da balança e puxa-se o tirante externo (5) (Fig.12.7),
para assentar a bagaceira no rolo de entrada. Em seguida verifica-se
visualmente se a bagaceira encaixou satisfatoriamente nos frisos do rolo de
entrada. Uma fresta de 3 mm (Fig.12.8) entre o bico da bagaceira e o fundo do
friso é normal. Na maioria dos casos o encaixe é satisfatório. Às vezes, por
problemas de erro de usinagem do passo do friso do rolo ou da bagaceira, o
acasalamento é inadequado. Neste caso, se somente alguns frisos estiverem
interferindo, pode-se raspar levemente estes frisos com uma lixadeira para
melhorar o acasalamento.

Figura 12.7 - Encaixe da bagaceira.

(K) - Em seguida, verifica-se as aberturas AB1 e AB3, na entrada e saída da
bagaceira, respectivamente. Como normalmente o encaixe entre a bagaceira e

146


o rolo de entrada não é perfeito, a tendência é que a medida AB1 real fique um
pouco menor que a da tabela e exatamente o oposto acontece com a medida
AB3. (Fig.12.8). É normal que a medida AB1 fique até 3 mm menor que o da
tabela. Esta diferença não é preocupante, uma vez que no ajuste da moenda
em movimento, o acasalamento se completará e as medidas AB1 e AB3
tenderão a se aproximar da tabela.

(L) - Por último, coloca-se o rolo de pressão. Posiciona-se o rolo com a
abertura AP da tabela de regulagem (Fig. 12.7). O calço do rolo de pressão
deve ser ajustado de modo que a distância entre o fundo do friso do rolo de
entrada e o externo do rolo de pressão fique com cerca de 15 mm. Finalmente
checa-se o paralelismo do rolo de pressão em relação ao cintel.

Figura 12.8 - Folga entre bagaceira e rolo de entrada.

147


13 Avaliação do Desempenho da Moagem

13.1 Introdução

O controle da moagem tem como objetivo principal minimizar a perda de
açúcar no bagaço final e a manutenção da umidade do mesmo em condições
de uma queima eficiente nas caldeiras. Para tanto, não basta a análise das
condições desse bagaço, mas sim o controle das fases mais importantes do
processo, onde grandes perdas podem ocorrer. Para facilitar esse controle
podemos dividi-lo em fases distintas, que serão avaliadas a seguir.

13.2 Controle de moagem horária

Para sabermos se um conjunto de moagem está operando na capacidade
prevista, e também com o objetivo de possibilitar um balanço material do
processo, podemos verificar a capacidade de moagem a partir da pesagem de
cargas descarregadas na moenda e das horas efetivas de moagem. Este
método fica um pouco prejudicado quando se deseja obter a moagem horária
média de um dia nas instalações que apresentam armazenamento da cana em
pátios ou barracões.

Nesses casos, deve-se avaliar o peso das cargas estocadas diariamente, num
horário estabelecido e descontar da carga fornecida pelas balanças no
período. Para termos uma medição mais precisa, pode-se avaliar a moagem
num curto intervalo de tempo (1 a 2 horas), anotando-se o peso das cargas
descarregadas no conjunto em questão e marcando-se o tempo de moagem.

Quando a usina dispõe de mais de um conjunto de moagem, deve-se procurar
controlar o fluxo de cargas durante o dia todo, permitindo assim a avaliação da
moagem de cada conjunto separadamente.

13.3 Controle do preparo de cana

148


O primeiro ponto que deve ser avaliado no sistema de moagem é a eficiência
do sistema de preparo, medida através da análise de pol em células abertas na
cana preparada (P.C.A.), comumente chamado de "índice de preparo".

O preparo de cana com desfibrador provoca o rompimento de grande parte das
células da cana liberando uma quantidade de caldo que será mais facilmente
extraído no 1º terno, além de permitir uma maior eficiência na diluição do caldo
contido no bagaço provocada pelo sistema de embebição. Além disso, temos
um material mais homogêneo e com maior densidade, favorecendo a
alimentação contínua e uniforme das moendas.

O P.C.A. da cana é um número que indica essa eficiência e representa a
porcentagem de pol contida nas células que foram rompidas no sistema de
preparo em relação à pol da cana.

Portanto, se a eficiência do preparo for baixa, estaremos comprometendo a
eficiência de todo o sistema de moagem.

O P.C.A. varia em função do tipo de desfibrador utilizado. Nos desfibradores
com velocidade periférica de 60m/s. deve ficar entre 82 e 87%; já nos de
90m/s, entre 90 e 92%.

Os resultados de P.C.A. devem ser utilizados como referência para
manutenção de facas e martelos do sistema de preparo.

13.4 Controle da eficiência do 1º terno

A avaliação da eficiência do 1º terno é de fundamental importância no
processo de moagem. Isto ocorre porque ele é responsável pela extração de
cerca de 70% de todo o caldo contido na cana. Caso seu desempenho não
seja satisfatório dificilmente conseguiremos obter bons níveis de extração.

149


Como esse terno não sofre a influência da embebição, seu desempenho está
relacionado apenas à eficiência do sistema de preparo e à sua regulagem.
Portanto se o controle no sistema de preparo estiver sendo efetuado
corretamente, qualquer alteração na extração desse terno poderá ser corrigida
atentando-se para os seguintes fatores:

− Alimentação de cana;
− Pressão hidráulica aplicada;
− Controle das aberturas da moenda;
− Condições superficiais dos rolos;
− Rotação e oscilação.

Para verificação da eficiência do 1º terno deve-se calcular periodicamente a
sua extração, a partir da amostragem simultânea da cana preparada e do
bagaço do terno. Utilizando-se os métodos analíticos indicados para a análise
de cada amostra, teremos a composição de cada um em termos de: fibra, Brix,
umidade e pol.

A partir daí, podemos calcular, através de um balanço material no terno
considerado, os seguintes resultados:

− Bagaço % cana;
− Extração de caldo;
− Extração de Brix;
− Extração de pol.

Faremos aqui um simples cálculo desses resultados a partir de dados
fornecidos pelo laboratório de análises, referentes à cana e ao bagaço do 1º
terno:

Fibra (Cf) = 12,5%
Cana:preparada Brix (Bc) = 17,5%

150


Umidade (Uc) = 70,0%
Pol (Sc) = 15,0%

Fibra (Fb) = 33,0%
Brix (Bb) = 10,7%
Bagaço do 1º terno Umidade (Ub) = 56,3%
Pol (Sb) = 9,0%

Convém aqui relembrarmos a composição da cana ou do bagaço,
esquematicamente:

Cana (bagaço): Caldo Umidade (água)
Brix (sólidos solúveis) Pol
Outros sólidos solúveis
Fibra (inclui sólidos insolúveis)

Ou, analiticamente:

Cana (bagaço) = caldo + fibra
Caldo = umidade + Brix
Brix = pol + outros sólidos solúveis

Os dados do exemplo acima referem-se à porcentagem de cada componente
da cana ou do bagaço em relação ao seu peso total.

Em seguida, faremos o balanço material no terno em questão (Fig.13.1).

Faremos aqui a consideração de que toda a fibra presente na cana deve sair
no bagaço, admitindo que o caldo extraído não contém fibra.

− Balanço de fibra na moenda

151


Fc Fb
Qc ⋅ = Qb ⋅ , onde:
100 100

Qc = peso de cana
Qb = peso de bagaço

Fc
Qb = ⋅ Qc
Fb

Como estamos trabalhando em termos percentuais, temos:

Fc
Qb = ⋅ 100 (Eq. 13.1)
Fb

Figura 13.1 - Fluxo de material no 1º terno

A partir do peso de bagaço calculado pela equação 13.1, podemos calcular as
extrações no terno considerado.

152


Extração de Brix (EB)

Peso de brix na cana - Peso de brix no bagaç o
EB = × 100
Peso de brix na cana

Bc Bb
⋅ Qc - ⋅ Qb
EB = 100 100 ⋅ 100
Bc
⋅ Qc
100

Substituindo a equação 13.1 na equação acima, temos:

Fc
Bc ⋅ Qc - Bb ⋅ ⋅ Qc
EB = Fb ⋅ 100
Bc ⋅ Qc

Bc Bb
-
EB = Fc Fb ⋅ 100 (Eq. 13.2)
Bc
Fc
Analogamente, para extração de pol (Es) e extração de caldo (Ej), temos:

Sc Sb
-
ES = Fc Fb ⋅ 100 (Eq. 13.3)
Sc
Fc

Bc + Uc Bb + Ub
-
E J = Fc Fb ⋅ 100 (Eq. 13.4)
Bc + Uc
Fc

Quando mencionamos apenas o termo "extração", estamos nos referindo à
extração de pol (Es), que é a que mais interessa em termos de resultados para
avaliação.

153


Utilizando as equações vistas, podemos calcular os resultados para o exemplo
dado.

Temos então: Qb = 37,88%
EB= 76,84%
Es = 77,27%
Ej = 71,00%

Além dos resultados de análise deve-se também procurar avaliar o
desempenho operacional do 1º terno, medindo-se com certa frequência a
oscilação e a pressão hidráulica aplicada, que devem ser mantidos o mais
constante possível. O nível de cana na calha Donnelly também deve ser
rigorosamente mantido elevado e constante.

13.5 Composição do bagaço em cada terno

Uma das maneiras de verificação da eficiência de cada terno é a determinação
da composição do bagaço em cada um.

Para isso, deve ser feita a amostragem do bagaço saindo de cada terno antes
de receber a embebição do terno seguinte.

Se o desempenho do conjunto de moagem for bom, teremos valores
decrescentes para o teor de umidade, Brix e, consequentemente, de caldo,
enquanto o teor de fibra será crescente.

A umidade é fortemente dependente da taxa de embebição e a fibra de cada
bagaço indica basicamente a extração de caldo, dependendo menos da
embebição e mais da regulagem, alimentação e Condições de operação de
cada terno.

154


Como exemplo, podemos construir um gráfico para interpretação desses
resultados, a partir dos resultados obtidos em uma moenda de 5 ternos, cujos
bagaços analisados apresentaram a seguinte composição:

1º Terno 2º Terno 3º Terno 4º Terno 5º Terno

Umidade 57,5 55,0 53,0 51,0 49,5

Fibra 31,5 36,5 41,0 44,5 47,0

Brix 11,0 8,5 6,0 4,5 3,5

100%

90%

80%
51 49,5
55 53
70% 57,5

60%
Umidade
50% Brix
3,5
4,5 Fibra
6
40% 8,5
11

30%

44,5 47
20% 41
36,5
31,5

10%

0%
1° Terno 2° Terno 3° Terno 4° Terno 5° Terno

Figura 13.2 - Composição do Bagaço em cada Terno

O gráfico ideal deve ser estabelecido pela usina, em função de seus
equipamentos e dos sistemas utilizados.

155


13.6 Curva de Brix

Este método é menos abrangente que o anterior e permite apenas uma
avaliação superficial do desempenho do sistema de moagem. Ela se altera em
função da quantidade e eficiência da embebição e do desempenho de cada
terno.

A identificação de uma distorção em um determinado terno, quando se utiliza o
sistema de embebição composta pode ser proveniente de ternos anteriores ou
posteriores, devido aos dois fluxos contrários; o de bagaço e o de embebição.

A curva é traçada a partir dos valores da relação (r) entre o Brix do caldo do
rolo de saída de cada terno e o Brix do caldo do rolo de saída do 1º terno. No
caso, deve-se preferencialmente utilizar o caldo prensado do bagaço de cada
terno, ao invés do caldo do rolo de saída, aproveitando dessa forma a
amostragem do bagaço.

Como exemplo, podemos traçar uma curva para os caldos extraídos de uma
moenda de 5 ternos (Fig. 13.3)


Brix 16,0 9,60 6,40 4,00 2,40

r 1,00 0,60 0,40 0,25 0,15

156


1

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0

Figura 13.3 - Curva de brix

Como no gráfico de composição de bagaço, deve-se aqui também determinar
uma curva ideal de Brix da instalação.

Sempre que for notada alguma anomalia em determinado ponto da curva, por
repetidas vezes, deve-se partir para uma análise mais criteriosa à partir da
composição do bagaço de cada terno.

A taxa de embebição altera a curva de Brix, que mantém sua forma, porém é
deslocada para cima com taxas menores ou para baixo, com taxas maiores.

13.7 Balanço material

Conhecendo-se apenas o circuito dos caldos na embebição e a porcentagem
de fibra na cana e em todos os bagaços, podemos quantificar o material total,
o caldo e a fibra em cada ponto desejado. Como exemplo, podemos partir de
uma moenda de 6 ternos, com as seguintes composições para cana e
bagaços:

157


Fc = 12,50% Fb3 = 40,00%
Fb1 = 30,00% Fb4 = 45,00%
Fb2 = 35,00% Fb5 = 50,00%

A única hipótese assumida aqui é de que os caldos de cada terno não
possuem fibra na sua composição.

A partir da fibra de cada bagaço, e da fibra da cana, podemos calcular o peso
de material (bagaço) saindo de cada terno, a partir da equação 13.1

Fc
Qb = ⋅ 100
Fb

A partir daí, e fazendo-se o balanço material em cada terno, temos as
quantidades de material total (M), caldo (J) e fibra (F), em termos percentuais
em relação à cana que entra no 1º terno. Podemos visualizar também as
relações caldo/fibra em cada ponto (J/F). No circuito de embebição foi
considerado 30% de água (A). Este fluxograma pode ser visto na Fig. 13.4.

158


Figura 13.4: Balanço material na embebição composta

13.8 Extração

No item 13.4, calculamos a extração do 1o terno de moenda. De maneira
análoga, podemos calcular a extração acumulada até o último terno, ou até
qualquer terno intermediário, bastando para isso conhecermos a composição
da cana e do bagaço do terno que se deseja conhecê-la.

Peso de pol na cana - Peso de pol no bagaço n
En = × 100
Peso de pol na cana

Sc Sbn
-
En = Fc Fbn ⋅ 100 , onde:
Sc
Fc

En = Extração acumulada de pol até e terno n.

A fórmula é válida também para extração de Brix, substituindo os valores de
pol da cana e dos bagaços, por Brix.

Porém, para calcular a extração de caldo, deve-se levar em conta também o
caldo do circuito de embebição, e só há sentido em se calcular a extração
individual de caldo de cada terno, pela expressão abaixo:

Peso de caldo extraido no terno n
En = × 100
Peso de caldo entrando no terno n

Onde: Ejn = Extração de caldo do terno n.

No fluxograma da Fig. 13.4, podemos, por exemplo, calcular a extração de
caldo do terno 4.

159


36,3
Ej4 = × 100 ⇒ Ej4 = 70,35%
51,6

Analogamente, para todos os ternos:


Ejn 66,63 66,81 68,40 70,35 72,41

160


13.9 Amostragem

A amostragem é importantíssima na obtenção de qualquer resultado discutido
anteriormente. Deve ser criteriosa e diferenciada, dependendo do objetivo a
que se destina.

Na determinação da eficiência do conjunto, para sabermos o seu potencial, ou
com o objetivo de levantar dados para pesquisa, ela só deverá ser feita em
condições ideais de funcionamento da moenda.

No caso da análise rotineira da Usina, onde o objetivo básico é quantificar e
localizar as perdas no processo, ela deverá ser feita na condição em que a
moenda estiver operando, sem nenhuma alteração prévia, mesmo que o
operador ou amostrador saiba que o resultado seja ruim. Só assim poderão ser
encontradas as falhas e tomadas as providências necessárias para correção.

161

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