Page 1
Luiz Cláudio Pinto Oliveira
Reaproveitamento do Pó de Aciaria LD
gerado no Sistema de Despoeiramento
Primário à seco
Dissertação de Mestrado
Dissertação apresentada como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós Graduação em Engenharia de Materiais e de Processos Químicos e Metalúrgicos do Departamento de Engenharia Química e de Materiais da PUC-Rio.
Orientador: Prof. José Carlos D’Abreu
Rio de Janeiro
Abril de 2016
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 2
Luiz Cláudio Pinto Oliveira
Reaproveitamento do Pó de Aciaria LD
gerado no Sistema de Despoeiramento
Primário à seco
Dissertação apresentada como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós Graduação em Engenharia de Materiais e de Processos Químicos e Metalúrgicos do Departamento de Engenharia Química e de Materiais do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.
Prof. José Carlos D’Abreu Orientador
Departamento de Engenharia Química e de Materiais – PUC-Rio
Prof. Francisco José Moura Departamento de Engenharia Química e de Materiais – PUC-Rio
Prof. Marcelo Lucas Pereira Machado
Instituto Federal do Espírito Santo – IFES
Prof. Marcio da Silveira Carvalho Coordenador Setorial de Pós-Graduação do Centro
Técnico Científico da PUC-Rio
Rio de Janeiro, 15 de Abril de 2016
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 3
Todos os direitos reservados. E proibida a
reprodução total ou parcial do trabalho sem a
autorização da universidade, do autor e do
orientador.
Luiz Cláudio Pinto Oliveira
Graduou-se em Engenharia Metalúrgica pela Escola
de Engenharia Industrial Metalúrgica de Volta
Redonda da Universidade Federal Fluminense em
1983. Especializado em Gestão Ambiental pela
Universidade Federal do Rio Janeiro em 2002. Atua
no setor de reciclagem de resíduos siderúrgicos
desde o início de sua carreira profissional, tendo
trabalhado nas empresas Sobremetal/Harsco,
ThyssenKrupp CSA e atualmente na Companhia
Siderúrgica do Pecém. Membro da Associação
Brasileira de Metalurgia, Materiais e Mineração –
ABM, foi diretor por biênios da Divisão Técnica de
Meio Ambiente. Coordenou por diversos anos o
Seminário de Gestão de Meio Ambiente,
Recuperação e Tratamento de Rejeitos da ABM.
Ficha Catalográfica
CDD: 620.11
Oliveira, Luiz Cláudio Pinto
Reaproveitamento do pó de aciaria LD gerado no sistema de despoeiramento primário à seco / Luiz Cláudio Pinto Oliveira ; orientador: José Carlos D’Abreu. – 2016.
134 f. : il. color. ; 30 cm
Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Química e de Materiais, 2016. Inclui bibliografia
1. Engenharia Química – Teses. 2.
Engenharia de Materiais – Teses. 3. Pó de aciaria. 4. Reciclagem. 5. Aglomeração a frio. 6. Poder refrigerante. 7. Pelotas de Minério de Ferro. I. D’Abreu, José Carlos. II. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Química e de Materiais. III. Título.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 4
Para os meus pais, Sylvia Maria e Gualter, que embora não estejam entre nós,
certamente ficaram felizes com mais esta etapa cumprida.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 5
Agradecimentos
À minha esposa Rita, que me acompanhou e incentivou nesta árdua jornada, ao
longo da qual pudemos ter apenas breves espaços de tempo destinados ao nosso
lazer.
Às minhas filhas Priscila, Lys e Luiza, que sempre me apoiaram e entenderam
minha ausência neste período e aos meus netos João Luiz e Benício, que me
tornaram mais forte para prosseguir.
Ao meu orientador Prof. José Carlos D’Abreu, a quem admiro profundamente,
tanto por seus conhecimentos quanto pela sua dedicação, profissionalismo e
humanidade, tendo sido uma fonte permanente de inspiração.
Ao Prof. Francisco Moura, que muito me incentivou nesta trajetória, ao Prof.
Hélio Köhler (in memoriam) pelo apoio e companheirismo e ao Prof. Marcelo
Lucas Pereira Machado pela participação na banca examinadora.
Aos colegas de mestrado, em especial ao Jerson e ao Efrain, pela valiosa
colaboração e aos professores e colaboradores do DEQM da PUC-Rio, por sua
dedicação e apoio.
À CAPES e à PUC-Rio, pelos auxílios concedidos, sem os quais este trabalho não
poderia ter sido realizado.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 6
Resumo
Oliveira, Luiz Cláudio Pinto; D’Abreu, José Carlos. Reaproveitamento
do Pó de Aciaria LD gerado no Sistema de Despoeiramento Primário
à Seco. Rio de Janeiro, 2016. 134p. Dissertação de Mestrado –
Departamento de Engenharia Química e de Materiais, Pontifícia
Universidade Católica de Rio de Janeiro.
Os pós de aciaria gerados nos sistemas de despoeiramento dos gases de
exaustão do conversor LD, têm papel relevante entre os coprodutos siderúrgicos
devido à dificuldade de manuseio e acondicionamento, ao elevado custo para
processamento e/ou disposição em aterros controlados, aliados ao elevado teor de
ferro que possuem. Uma tecnologia importante, mas ainda subutilizada em termos
globais, é a aglomeração de materiais particulados via briquetagem, onde os
briquetes de pó de aciaria produzidos podem ser utilizados como carga ferrosa
para redução e controle da temperatura do aço líquido ao longo do seu processo de
fabricação no conversor LD. Abordou-se nesta dissertação os mecanismos de
aglomeração de materiais particulados, a seleção dos aglomerantes utilizados,
aspectos da briquetagem e os efeitos da utilização dos briquetes de pó de aciaria
como carga refrigerante no conversor LD. Observou-se que a distribuição
granulométrica dos materiais particulados utilizados desempenha um papel
importante nas propriedades dos aglomerados produzidos. Materiais particulados
com maior densidade e distribuição granulométrica mais apropriada resultam em
aglomerados com maior resistência mecânica. A seleção e o estudo dos
aglomerantes utilizados no processo de briquetagem são de grande importância,
pois devem conferir aos briquetes resistência mecânica suficiente para que não se
deteriorem ao longo de sua utilização. Observou-se que, na comparação entre os
aglomerantes utilizados, em condições otimizadas, o sistema cal/melaço
apresentou melhores resultados de resistência à compressão do que o cimento,
considerando-se 18 dias de cura. Com base nos cálculos teóricos do poder
refrigerante dos materiais utilizados e nos resultados operacionais obtidos,
observou-se que o poder refrigerante dos briquetes é 1,8 vezes superior ao da
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 7
sucata de aço e o poder refrigerante das pelotas de minério de ferro é 2,8 vezes
superior ao da sucata de aço.
Palavras-chave
Pó de aciaria; reciclagem; aglomeração a frio; poder refrigerante; pelotas de
minério de ferro; aglomerantes; briquetagem; coprodutos siderúrgicos.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 8
Abstract
Oliveira, Luiz Cláudio Pinto; D’Abreu, José Carlos (Advisor). Recovery of
LD Steelmaking Dust from Dry Primary Dedusting System. Rio de
Janeiro, 2016. 134p. MSc. Dissertation – Departamento de Engenharia
Química e de Materiais, Pontifícia Universidade Católica de Rio de Janeiro.
The BOF dusts from converter’s dedusting system play an important role
within steelmaking by-products, due to handling aspects, high processing and
disposal costs, allied to high iron content. By-products briquetting becomes an
important technological route, which is generally underutilized, but presenting
high potential for the recycling of BOF dusts. BOF dust briquettes can be
produced to replace iron ore pellets as coolant material for temperature controlling
of liquid steel in the converter during steelmaking. The major objective of this
dissertation was to get a better understanding about BOF dust briquette’s
properties, focusing its application as a cooling steel bath material. This paper
covers agglomeration mechanisms, briquetting aspects, selection of binders for
agglomeration, together with the cooling effect calculation of the briquettes when
added into the LD converter steel bath. It was noted in this paper that particle size
distribution of the constituent materials of the briquettes played an important role
for the agglomerates properties. Therefore, dense substances with an appropriate
particle size distribution contributed to enhance the mechanical resistance of the
agglomerates. Generally, selection of appropriate binders assumes outstanding
importance for briquettes’ survival during handling and utilization. It was noted
when comparing the selected binders, molasses and cement, that lime/molasses
binder system, at optimized conditions, showed better compression strength
results than cement along 18 days of curing. Based on theoretical calculations
regarding the cooling effect of the proposed briquettes, when associated with
some operational results, it was possible to conclude that the cooling effect of the
BOF briquettes was 1.8 times higher than steel scrap, but lower than that for iron
ore pellets, which was 2.8 times higher than steel scrap.
Keywords
BOF Steelmaking dust; recycling; cold agglomeration; coolant effect; iron
ore pellets; binders; briquetting; steel mill by-products.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 9
Sumário
1 . Introdução 18
2 . REVISAO BIBLIOGRAFICA 23
2.1. O Processo de Produção do Aço 23
2.2. Aspectos ambientais da indústria siderúrgica 27
2.3. A geração de coprodutos e resíduos na indústria siderúrgica 30
2.4. A produção do aço no conversor LD 30
2.5. Sistemas de despoeiramento dos gases de exaustão dos
conversores LD 33
2.6. Características dos pós e lamas de aciaria 38
2.7. Tecnologia de aglomeração de partículas sólidas 40
2.7.1. Aglomerantes e lubrificantes 42
2.7.1.1. Seleção de Aglomerantes 45
2.7.2. Processos de aglomeração 47
2.7.2.1. Pelotização 48
2.7.2.2. Briquetagem 50
2.7.2.3. Sinterização 55
2.8. Aglomeração de concentrados de minério de ferro via pelotização 55
2.9. Processos de aglomeração a frio 58
2.9.1. Aglomeração a frio com a utilização de melaço como
aglomerante 59
2.9.2. Aglomeração a frio com a utilização de cimento como
aglomerante 60
2.9.2.1. Mecanismos de aglomeração com cimento pela hidratação 60
2.9.2.1.1. Hidratação de cimento 64
2.9.2.1.2. Desenvolvimento da Microestrutura do Cimento Portland
Hidratado 66
2.10. O processo de briquetagem de materiais particulados 70
2.11. Histórico da briquetagem de resíduos siderúrgicos 72
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 10
2.12. A reciclagem de briquetes de coprodutos no conversor LD como
material refrigerante 75
2.13. Tendências tecnológicas 78
3 . Materiais e métodos 81
3.1. Caracterização do Pó de Aciaria 81
3.1.1. Cal livre contida no pó de aciaria 82
3.1.2. Procedimento para Estabilização do Pó de Aciaria 83
3.1.3. Análise Térmica Gravimétrica do Pó de Aciaria 86
3.2. Aglomerantes Utilizados 87
3.2.1. Melaço 87
3.2.2. Cimento ARI 88
3.3. Ensaios de Aglomeração 88
3.3.1. Preparação das Pastilhas 93
3.4. Ensaios de Compressão 95
3.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados 96
4 . Resultados e discussão 98
4.1. Caracterização do Pó de Aciaria 98
4.2. Estabilização do Pó de Aciaria 99
4.3. Análise Térmica Gravimétrica (TGA) do Pó de Aciaria Hidratado 103
4.4. Ensaios de Compressão 104
4.4.1. Testes utilizando-se o cimento como aglomerante 105
4.4.1.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada 107
4.4.1.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de
pó de aciaria 108
4.4.1.3. Análise variando-se a quantidade de cimento adicionado 108
4.4.1.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o
cimento como aglomerante 109
4.4.2. Testes utilizando-se o melaço como aglomerante 110
4.4.2.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada 112
4.4.2.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de
pó de aciaria 113
4.4.2.3. Análise variando-se a quantidade de melaço adicionado 113
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 11
4.4.2.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o
melaço como aglomerante 114
4.4.3. Comparação entre os aglomerantes 115
4.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados 116
4.5.1. Ferro metálico 117
4.5.2. Hematita 118
4.5.3. Wustita 120
4.5.4. Cal 121
4.5.5. Silicato dicálcico 122
4.5.6. Variação total de entalpia do pó de aciaria aglomerado 123
4.6. Dados operacionais do efeito refrigerante de pelotas e sucata
metálica 124
5 . Conclusões 127
6 . Recomendações 130
7 . Referencias bibliográficas 132
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 12
Lista de figuras
Figura 1 - Distribuição de materiais sólidos gerados/produzidos pela
indústria siderúrgica integrada 20
Figura 2 - Fluxograma das usinas siderúrgicas integradas e semi-integradas (4)
24
Figura 3 - Carregamento sucata de aço e gusa no conversor LD 31
Figura 4 - Injeção de oxigênio e coleta de amostra de aço no conversor LD 31
Figura 5 - vazamento de corrida de aço na panela e de escória no pote 31
Figura 6 - Matérias-primas e oxigênio utilizados no conversor LD; produtos,
gases e coprodutos gerados no processo (7)
33
Figura 7 - Conversor LD e o Sistema de Captação de Gases (8)
34
Figura 8 - Lavador de gases tipo “Venturi” 35
Figura 9 - Classificador em espiral 35
Figura 10 - Espessador 36
Figura 11 - Filtro – prensa 36
Figura 12 - Precipitador eletrostático 37
Figura 13 - Ilustração geral do sistema de remoção de particulados a seco (5)
38
Figura 14 - Mecanismos de aglomeração (12)
41
Figura 15 - Mecanismos de aglomeração (12)
42
Figura 16 - Resistencia a compressão de pelotas, secadas a 105°C,
produzidas com diferentes aglomerantes (41)
46
Figura 17 - Processos de aglomeração (11)
48
Figura 18 - Modelo conceitual de incorporação de uma partícula (12)
49
Figura 19 - Modelo conceitual de nucleação, coalescência e crescimento
de partículas aglomeradas (12)
49
Figura 20 - Tambor giratório (A) e disco rotativo(B) (13)
50
Figura 21 - Mecanismo conceitual inicial de aglomeração sob pressão (12)
51
Figura 22 - Mecanismo conceitual final de aglomeração sob pressão (12)
52
Figura 23 - Processo de extrusão (esquemático) 53
Figura 24 - Processo de briquetagem (esquemático) 53
Figura 25 - Briquetagem com prensa de rolos 54
Figura 26 - Mecanismo de pelotização (esquemático) (14)
56
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 13
Figura 27 - Evolução média de resistência à compressão dos distintos
tipos de cimento portland (16)
62
Figura 28 - Grão de cimento anidro 66
Figura 29 - Início da hidratação do grão de cimento 67
Figura 30 - Avanço da hidratação do grão de cimento 67
Figura 31 - Micrografia de uma pasta de cimento hidratado (20)
68
Figura 32 - Fase intermediária da hidratação do grão de cimento 68
Figura 33 - Fase final da hidratação do grão de cimento 69
Figura 34 - lustração esquemática de uma prensa de rolos 71
Figura 35 - Ilustração das regiões de entrada, mordedura e descarga da massa
a ser aglomerada (12)
72
Figura 36 - Bota-fora de uma usina siderúrgica 72
Figura 37 - Briquetes de coprodutos siderúrgicos 78
Figura 38 - Estufa elétrica 85
Figura 39 - Ilustração detalhada de um equipamento de termogravimetria 86
Figura 40 - Analisador Térmico SHIMADZU Modelo TGA 51 87
Figura 41 - Materiais utilizados 94
Figura 42 - Mistura produzida e matriz metálica 94
Figura 43 - Prensa hidráulica e pastilha produzida 95
Figura 44 - Prensa hidráulica e pastilha produzida 96
Figura 45 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-grossa 98
Figura 46 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-fina 99
Figura 47 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração fina, pela hidratação 99
Figura 48 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,
fração fina, nos 3 primeiros dias 100
Figura 49 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração grossa, pela hidratação 100
Figura 50 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,
fração grossa, nos 3 primeiros dias 101
Figura 51 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração grossa 103
Figura 52 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração fina 104
Figura 53 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de compressão 106
Figura 54 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de compressão 111
Figura 55 - Consumo de pelotas no conversor LD, sem utilização de
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 14
sucata metálica 124
Figura 56 - Consumo de sucata metálica no conversor LD, sem
utilização de pelotas 125
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 15
18
Lista de tabelas
Tabela 1 - Reações de oxidação e respectivos calores de reação em kJ/mol (7)
32
Tabela 2 - Composição química do pó de aciaria (frações grossa e fina) em
usinas siderúrgicas européias (5)
40
Tabela 3 - Relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos mais utilizados
em processos de aglomeração (12)
43
Tabela 4 - Exemplos de lubrificantes utilizados em processos de
aglomeração (12)
44
Tabela 5 - Tipos de aglomerantes conforme sua função 45
Tabela 6 - Resistência à compressão de diversas classes de cimento
Portland (16)
47
Tabela 7 - Composição dos cimentos Portland (16)
61
Tabela 8 - Composição do cimento ARI (16)
62
Tabela 9 - Composição do cimento Portland (16)
63
Tabela 10 - Efeito Refrigerante Relativo e Custo Comparativo (31)
76
Tabela 11 - Composição de um briquete de coprodutos siderúrgicos (7)
78
Tabela 12 - Análise química média do pó de aciaria 82
Tabela 13 - Distribuição granulométrica média do pó de aciaria 82
Tabela 14 - Cálculo da expansão volumétrica da cal livre após sua
hidratação (40)
84
Tabela 15 - Cálculo da água requerida para hidratação da cal livre contida
no pó de aciaria 84
Tabela 16 - Procedimento para hidratação do pó de aciaria 85
Tabela 17 - Características do melaço 88
Tabela 18 - Composição química do cimento ARI 88
Tabela 19 - Variação da relação de pó de aciaria da mistura 89
Tabela 20 - Variação da quantidade de água adicionada 89
Tabela 21 - Variação dos teores de aglomerantes 90
Tabela 22 - Ordem dos experimentos 91
Tabela 23 - Receita das pastilhas tendo o cimento como aglomerante 92
Tabela 24 - Receita das pastilhas tendo o melaço como aglomerante 92
Tabela 25 - Composição química do pó de aciaria 98
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 16
19
Tabela 26 - Teores de água e aglomerantes utilizados 105
Tabela 27 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria 105
Tabela 28 - Resultado dos ensaios de compressão 106
Tabela 29 - Teores de água e aglomerantes utilizados 110
Tabela 30 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria 110
Tabela 31 - Ensaios de compressão com melaço 111
Tabela 32 - Variação de entalpia do ferro metálico da temperatura
ambiente até 1600°C 117
Tabela 33 - Variação de entalpia do óxido de ferro (Fe2O3) da
temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de
ferro é reduzido a ferro metálico 118
Tabela 34 - Variação de entalpia do óxido de ferro (FeO) da temperatura
ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é reduzido
a ferro metálico 120
Tabela 35 - Variação de entalpia do CaO da temperatura ambiente até 1600°C 121
Tabela 36 - Variação de entalpia do 2CaO.SiO2 da temperatura ambiente
até 1600°C 122
Tabela 37 - Cálculo da entalpia de aquecimento de uma tonelada de
briquete típico de pó de aciaria e de uma tonelada de pelota de minério
de ferro 123
Tabela 38 - Consumo de sucatas e pelotas no conversor LD no período de
01 a 31 de julho de 2015 125
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 17
20
“Nunca te é concedido um desejo sem que te seja concedida também a facilidade
de o tornar realidade. Entretanto, é possível que tenhas que lutar por ele”
Richard Bach
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 18
18
1. Introdução
A atividade siderúrgica é um segmento do setor industrial que detém
importante participação no PIB global, gerando mais de dois milhões de empregos
diretos. O aço é o segundo material de construção mais produzido no mundo, com
1,64 bilhões de toneladas produzidas em 2015, sendo superado apenas pelo
cimento, que tem uma produção anual de cerca de 4,10 bilhões de toneladas. O
aço é largamente o metal mais produzido, superando com expressiva folga o
segundo colocado, o alumínio que tem uma produção mundial aproximada de 58
milhões de toneladas anuais (1)
.
Embora a produção de aço no Brasil represente apenas 2% da produção
mundial, com 33,2 milhões de toneladas em 2015 (2)
, a indústria siderúrgica
brasileira desempenha um importante papel dentro do setor industrial em especial,
fornecendo um importante insumo para outros segmentos produtivos, como a
construção civil, a indústria automotiva e a denominada linha branca, o setor de
óleo e gás, a indústria naval, entre outros. É inegável que a participação da
indústria do aço na economia brasileira desempenha um papel de relevada
importância.
O aço tem como uma importante característica a sua reciclabilidade após o
término da vida útil dos produtos siderúrgicos, podendo ser 100% reutilizável e
sem perda de qualidade, transformando-se numa fonte permanente de recursos
para a sociedade e assim contribuindo para a sustentabilidade da indústria
siderúrgica. O aço é o material mais reciclado, atualmente atingindo um patamar
de mais de 650 milhões de toneladas de aço reprocessado por ano (3)
.
A indústria siderúrgica, em razão de sua escala de produção, é também uma
importante consumidora de recursos ambientais e, por esta razão, deve controlar
com rigor os aspectos e impactos ambientais associados ao seu processo
produtivo.
Dentre os principais aspectos ambientais inerentes às cadeias produtivas das
indústrias metalúrgicas em geral, destacamos os seguintes:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 19
19
Consumo de matérias-primas
Consumo de energia
Consumo de recursos hídricos
Emissão de gases e materiais particulados
Lançamento de efluentes
Geração de coprodutos e resíduos
A indústria siderúrgica em particular, é uma atividade intensiva em
utilização de energia, água e matérias-primas e, associada a estas atividades, tem
elevadas gerações de gases, efluentes, coprodutos e resíduos, decorrentes de seus
processos.
Para que o setor siderúrgico se mantenha competitivo e sustentável é
fundamental que gerencie com eficiência os aspectos ambientais supracitados,
garantindo que seus processos sejam gerenciados com:
Eficiência energética e controle das emissões atmosféricas
Racionalização do uso dos recursos hídricos e controle dos efluentes
Eficiência de materiais e gestão de coprodutos e resíduos
Associada ao consumo elevado de matérias-primas, conforme mencionado, a
indústria siderúrgica tem uma geração significativa de coprodutos e resíduos de
processo. São considerados coprodutos aqueles materiais gerados ao longo do
processo, e que não fazem parte da linha de produtos siderúrgicos, sejam produtos
finais ou intermediários, mas que devido às suas características e propriedades
tem valor econômico, ou seja, são materiais secundários e que devem ser
reaproveitados, seja no próprio processo siderúrgico ou em outras atividades
produtivas.
No Brasil, as usinas siderúrgicas (integradas e semi-integradas), geram cerca
de 600 kg de coprodutos e resíduos de processo por tonelada de aço produzido
(Figura 1) (4)
.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 20
20
Figura 1 - Distribuição de materiais sólidos gerados/produzidos pela
indústria siderúrgica integrada
Percebe-se então a importância do reaproveitamento dos resíduos sólidos, que
caso não aproveitados, tornariam inviável a produção de aço face aos custos
crescentes de matérias-primas e também da destinação de resíduos em aterros
controlados.
Apenas considerando-se as siderúrgicas integradas, no mundo são gerados
anualmente cerca de 700 milhões de toneladas de coprodutos e resíduos de
processo, dos quais cerca de 450 milhões de toneladas são escórias de alto-forno e
de aciaria LD, materiais largamente empregados na produção de cimento e em
pavimentação. Os demais coprodutos são outras escórias, carepas (óxidos de
ferro) e materiais particulados portadores de ferro e carbono, provenientes dos
sistemas de limpeza dos gases de exaustão dos processos siderúrgicos.
Dentre os coprodutos gerados, os pós e as lamas de aciaria, gerados nos
sistemas primários de limpeza dos gases de exaustão das aciarias nas usinas
siderúrgicas integradas, representam até 24 quilogramas por tonelada de aço (5)
, ou
seja, perto de 30 milhões de toneladas por ano, considerando-se o parque
siderúrgico mundial. No caso das usinas semi-integradas, o pó de aciaria gerada
nos fornos elétricos a arco representa cerca de 20 quilogramas por tonelada de aço
produzido (5)
.
No Brasil, as usinas siderúrgicas integradas geram anualmente cerca de 650
mil toneladas de pós ou lamas provenientes dos despoeiramentos primários das
aciarias, que caso não reaproveitados teriam como destino a estocagem interna ou
Produção de aço 62%
Geração de resíduos sólidos
38%
Produção de aço Geração de resíduos sólidos
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 21
21
a disposição em aterros. Por serem materiais com granulometria bastante fina,
geralmente partículas com diâmetro abaixo de 1 milímetro, tem elevado potencial
poluidor, seja por arraste pela ação dos ventos para a atmosfera, ou por
carreamento para os corpos hídricos pela ação das chuvas. Por outro lado, os pós e
as lamas, de aciaria têm elevados teores de ferro, semelhantes aos minérios de boa
qualidade, com potencial para substituição dos materiais primários nos processos
metalúrgicos, desde que adequadamente processados.
Por razões tecnológicas e/ou econômicas, os pós de aciaria ainda não são
totalmente aproveitados nos processos industriais, seja no Brasil ou no exterior,
embora existam diversas tecnologias que visam o aproveitamento deste
coproduto. Quando não são reaproveitados, os pós de aciaria são estocados ou
dispostos em aterros, passando então à condição de resíduos de processo.
No entanto a Política Nacional de Resíduos Sólidos (6)
, prevê em seu Título III
– Capítulo I – Artigo 9º, “Na gestão e gerenciamento de resíduos sólidos, deve
ser observada a seguinte ordem de prioridade: não geração, redução,
reutilização, reciclagem, tratamento dos resíduos sólidos e disposição final
ambientalmente adequada dos rejeitos”, ou seja, os resíduos sólidos devem ser
descartados única e exclusivamente, se não houver tecnologia disponível para o
seu reaproveitamento. Cabe então ao setor produtivo desenvolver tecnologias,
técnica e economicamente viáveis, além de ambientalmente compatíveis, para a
recuperação destes resíduos, sempre que esta viabilidade seja demonstrada.
Dentro deste contexto esta dissertação aborda determinados aspectos acerca de
uma tecnologia de reciclagem de pó de aciaria, através de sua aglomeração e
utilização em reatores siderúrgicos, com potencial para incrementar de forma
importante o reaproveitamento deste coproduto na siderurgia brasileira.
São discutidos aspectos relativos à aglomeração de materiais, assim como os
aspectos metalúrgicos da utilização dos aglomerados de pó de aciaria nos reatores
siderúrgicos.
A aglomeração de coprodutos via briquetagem, é uma prática operacional que
tem sido adotada por uma parcela da indústria siderúrgica, mas, no entanto, tem
aplicação bastante limitada considerando-se seu potencial na indústria siderúrgica
global. As limitações quanto à utilização desta tecnologia devem-se a aspectos
econômicos (capital requerido e custos operacionais) e a aspectos tecnológicos,
uma vez que os coprodutos gerados em cada usina têm características únicas que
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 22
22
diferem dos coprodutos gerados em outras plantas siderúrgicas. Cada usina
siderúrgica tem uma condição particular de produção que precisa ser estudada
criteriosamente a fim de se conhecer com detalhes as características dos
coprodutos gerados, assim como os equipamentos adequados para seu
processamento e os potenciais impactos causados pelo reaproveitamento destes
coprodutos nos reatores metalúrgicos.
O presente trabalho discutirá as características do pó de aciaria gerado nos
sistemas de despoeiramento primário de uma usina siderúrgica integrada, com
capacidade para a produção de cinco milhões de toneladas de placas de aço
anuais.
Uma particularidade é que o sistema de despoeiramento utilizado por esta
usina siderúrgica é único no Brasil, pois são utilizados precipitadores
eletrostáticos para remoção dos materiais particulados contidos nos gases de
exaustão do conversor LD, sendo também o único sistema a seco, ao contrário dos
sistemas existentes em outras usinas brasileiras, que são via úmida, onde são
utilizados lavadores de gases.
São discutidos neste trabalho os aspectos particulares da aglomeração do pó de
aciaria gerado nesta usina siderúrgica, os mecanismos de aglomeração de
materiais particulados e as condições necessárias para a reciclagem de
aglomerados, ou briquetes, de pó de aciaria no conversor LD a oxigênio, em
substituição às pelotas de minério de ferro usualmente empregadas como carga
refrigerante do aço líquido.
A execução dos ensaios realizados demonstra a importância da distribuição
granulométrica dos coprodutos utilizados e da relação água/aglomerante, assim
como a seleção e o teor dos aglomerantes, desempenham um importante papel nas
propriedades mecânicas finais dos aglomerados produzidos.
A análise dos resultados operacionais apresentados, referente ao efeito
refrigerante dos materiais metálicos utilizados para refrigeração do banho de aço
líquido demonstra a possibilidade de se correlacionar o poder refrigerante de
materiais alternativos a partir de sua composição química, com os materiais
tradicionalmente utilizados, como a sucata de aço e as pelotas de minério de ferro.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 23
23
2. REVISAO BIBLIOGRAFICA
2.1. O Processo de Produção do Aço
Há atualmente duas rotas tecnológicas mais utilizadas para produção de aço,
podendo haver algumas variações ou combinações entre elas:
Usinas siderúrgicas integradas
Usinas siderúrgicas semi-integradas
As usinas siderúrgicas integradas são aquelas cujo aço é obtido a partir do
ferro primário, isto é, a matéria-prima é o minério de ferro, que é transformado em
ferro metálico na própria usina, nos altos-fornos. O produto dos altos-fornos,
chamado ferro-gusa, é transformado em aço através da operação de conversão nas
aciarias.
Há ainda os processos de redução direta, onde o minério de ferro é reduzido
a ferro metálico em reatores de redução, sem que ocorra a fusão da carga do
reator, sendo o produto metálico obtido na fase sólida e denominado ferro
esponja, ou DRI (Direct Reduced Iron). Neste caso, o ferro esponja é carregado
em fornos elétricos para transformação em aço. Em resumo, as usinas integradas
incluem as seguintes etapas principais: preparação da carga (matérias-primas),
redução, refino, lingotamento e laminação.
As usinas siderúrgicas semi-integradas são aquelas cujo aço é obtido a partir
do ferro secundário, isto é, a matéria-prima é a sucata de aço, não havendo
necessidade da etapa de redução de minério de ferro. A sucata é transformada
novamente em aço comercial, por meio do emprego de fornos elétricos de fusão;
são recicladoras de aço. As usinas semi-integradas incluem as seguintes etapas
principais: refino, lingotamento e laminação.
A diferença básica entre estes dois tipos de rotas está nas matérias-primas
utilizadas na produção do aço. Na rota integrada predomina o minério de ferro e
uma pequena quantidade de sucata de aço, enquanto que as usinas semi-
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 24
24
integradas, que fazem uso de fornos elétricos a arco, utilizam fontes metálicas
sólidas (sucata metálica, gusa sólido, ferro esponja) como matéria-prima,
conforme apresentado na figura abaixo.
Figura 2 - Fluxograma das usinas siderúrgicas integradas e semi-
integradas (4)
Em termos gerais, o processo siderúrgico integrado abrange seis grandes
etapas:
Preparação do minério de ferro – a produção de minério de ferro gera três
produtos básicos: granulado (lump), finos para sinterização (sinter feed) e finos
para pelotização (pellet feed). O sinter feed constitui-se, atualmente, na carga
metálica mais importante para a siderurgia. Ele é aglomerado em plantas de
sinterização, gerando o sínter, que alimenta os altos-fornos. O processo de
sinterização consiste em aglomerar, por fusão incipiente, uma mistura de finos,
porém não tão finos (desejável entre 0,5mm e 7mm), de minério de ferro, de
coque ou carvão vegetal, de fundentes, de sínter de retorno e água. O calor
necessário é fornecido pela combustão do coque ou do carvão vegetal contido na
carga com o oxigênio do ar. O ar é sugado pela parte de baixo da carga. Uma vez
iniciada a ignição na parte superior da carga a combustão prossegue à medida que
o ar entra em contato com as partículas do coque ou do carvão vegetal formando
uma “frente” de combustão. A combustão localizada provoca uma fusão parcial
Usina Semi-integrada
Usina Integrada
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 25
25
da carga na região mais quente. A temperatura máxima na zona de combustão é da
ordem de 1.300° C a 1.400° C. Após o término do processo de combustão ocorre a
formação de uma massa aglomerada porosa, que é britada e resfriada, dando
origem ao sínter. O sínter é um produto que se fragmenta facilmente, não
resistindo ao manuseio e transporte. Tais ações poderiam degradá-lo, gerando
finos indesejáveis para o alto-forno. Por essas razões, as plantas de sinterização,
predominantemente, estão localizadas dentro das usinas siderúrgicas. O processo
de pelotização consiste na aglomeração de finos (em geral abaixo de 0,15 mm) na
forma de esferas da ordem de 10 mm a 15 mm de diâmetro. Esta operação é feita
por rolamento em discos ou tambores rotativos. O princípio está em gerar
continuamente uma quantidade de núcleos que devem crescer até o tamanho
desejado. As pelotas, assim obtidas, são designadas pelotas verdes ou cruas, que
devem apresentar uma resistência mínima necessária ao seu manuseio. As pelotas
verdes são então submetidas a um tratamento térmico a altas temperaturas, da
ordem de 1.300° C, conhecido como processo de queima das pelotas, para que
atinjam a resistência mecânica especificada para os usos posteriores (em geral
altos-fornos ou reatores de redução direta). As pelotas constituem-se num material
mais resistente ao manuseio do que o granulado e o sínter. Embora as pelotizações
possam se localizar dentro complexos siderúrgicos, usualmente elas se situam fora
do ambiente das siderúrgicas. A pelota é um produto de alta resistência mecânica,
com maior teor de ferro do que os sínteres. A pelota é a matéria-prima
preferencial dos processos de redução direta, gerando o ferro esponja que é
posteriormente transformado em aço nos fornos elétricos a arco.
Preparação do carvão – o carvão mineral contém elementos indesejáveis
(compostos voláteis) ao processo produtivo de aço. Visando a retirada destes
elementos voláteis, o carvão é aquecido em fornos (coquerias) sendo então
convertido em coque. Para o processo de coqueificação é necessário que o carvão
possua propriedades coqueificantes, isto é, quando aquecido em ausência de ar,
ele deve: amolecer, inchar, aglomerar e, finalmente, solidificar na forma de um
sólido poroso e rico em carbono, de alta resistência mecânica, denominado coque.
A escassez de carvões coqueificáveis faz com que se utilize uma mistura de vários
tipos de carvões – classificados como baixo, médio e alto volátil, cujo somatório
de suas propriedades possibilita produzir um coque adequado. O processo de
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 26
26
coqueificação consiste em um aquecimento de carvões coqueificáveis, em
ausência de ar, até cerca de 1.100 graus Celsius. Ocorre, então, uma
decomposição térmica que dá origem aos produtos voláteis e ao coque.
Redução do minério de ferro – essa fase corresponde à remoção do
oxigênio contido nos óxidos do minério de ferro, onde o agente redutor é o coque
ou carvão vegetal. Esta operação é realizada nos altos-fornos (a coque ou carvão
vegetal). O produto resultante é uma liga de ferro e carbono, denominada ferro-
gusa, que ainda contém impurezas como fósforo, enxofre e silício. Em termos da
produção mundial de ferro primário, os altos-fornos a coque são responsáveis por
cerca de 93% a 94% do total, sendo seguido pelos módulos de redução direta (5%
a 6%) e altos-fornos a carvão vegetal (1%).
Refino – visa a diminuição do teor de carbono e das impurezas contidas no
ferro-gusa até os valores desejados para os diferentes tipos de aço. A
transformação do ferro-gusa em aço é realizada em aciarias elétricas ou
conversores LD. O conversor básico a oxigênio (basic oxygen furnace, BOF) é o
tipo de aciaria mais utilizada na siderurgia mundial. Esta tecnologia foi
originalmente desenvolvida em meados do século passado pela siderúrgica
austríaca Vöest-Alpine. Pelo fato de ter sido empregada inicialmente nas usinas
Linz e Donawitz, ela ficou também conhecida como aciaria LD. Atualmente, a
maior parte da produção mundial de aço é baseada em aciaria LD. Embora
algumas integradas a coque tenham optado por fornos elétricos a arco, os
conversores ainda são os equipamentos mais frequentes neste tipo de usina.
Lingotamento – o aço produzido nas aciarias é vazado em lingoteiras,
solidificando-se na forma de lingotes, ou em máquinas de lingotamento contínuo,
onde o aço é moldado continuamente na forma de produtos semiacabados (placas,
blocos ou tarugos). O lingotamento convencional e o contínuo são as duas
tecnologias mais difundidas em termos de resfriamento e conformação do aço
líquido. Em escala global, mais de 90% de todo aço produzido é lingotado
continuamente. Este processo (considerado uma inovação radical na indústria
mundial) possibilitou a fabricação de produtos siderúrgicos de melhor qualidade,
um considerável ganho de rendimento metálico (5% a 10%) e uma significativa
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 27
27
retração de custos. Hoje, o emprego do lingotamento convencional se restringiu a
poucas aplicações nos quais ele se apresenta como a única solução econômica.
Laminação – Os produtos resultantes do lingotamento convencional ou
contínuo são transformados mecanicamente, através da laminação, forjamento e
outros processos mecânicos, em uma grande variedade de produtos. A laminação
é um processo de conformação mecânica, que possibilita a transformação de
placas em bobinas laminadas a quente e chapas grossas (no caso de aços planos) e
de blocos e tarugos em vergalhões, perfis, barras e fio-máquina (no caso de aços
longos). As propriedades dos metais são geralmente melhoradas pela conformação
mecânica. O processo de laminação pode ser feito a frio ou a quente.
Normalmente, a laminação a quente é usada para as operações de desbaste e a
laminação a frio, para as operações de acabamento.
2.2. Aspectos ambientais da indústria siderúrgica
A industrialização do aço é uma atividade intensiva em utilização de
energia, água e matérias-primas e, associada a esta atividade, tem elevadas
gerações de gases, efluentes, coprodutos e resíduos, decorrentes de seus
processos.
Para que o setor siderúrgico se mantenha competitivo e sustentável é
fundamental que gerencie com eficiência seus aspectos ambientais, garantindo
que seus processos sejam gerenciados com:
Eficiência energética e controle das emissões atmosféricas
Racionalização do uso dos recursos hídricos e controle dos efluentes
Eficiência de materiais e gestão eficaz de coprodutos e resíduos
A indústria do aço, por ser um setor intensivo em energia, busca
continuamente alternativas tecnológicas e operacionais para aumento da sua
eficiência energética. São desenvolvidas ações para redução do consumo e
aumento da eficiência energética de suas operações, cabendo destacar:
Otimização do controle dos processos via automação
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 28
28
Cogeração de energia elétrica através do reaproveitamento dos gases do
processo
Substituição de insumos/combustíveis
Programas de treinamento / sensibilização de fornecedores
Os sistemas de controle das emissões atmosféricas das unidades de
produção em uma usina siderúrgica são de grande porte e elevado custo.
Demandam criteriosa especificação de materiais para resistir às condições de
operação e requerem manutenção constante. Os filtros de manga, os
precipitadores eletrostáticos e os lavadores de gases instalados nas usinas
siderúrgicas desempenham um importante papel para o controle das emissões de
materiais particulados para a atmosfera.
As emissões atmosféricas ainda continuam sendo uma das questões
ambientais de maior impacto no processo siderúrgico. Elas estão correlacionadas
diretamente com a energia e a conservação de recursos, pois as emissões
significam perda de materiais e de energia que poderiam estar sendo aproveitados
de alguma forma. Como no processo siderúrgico ainda não é possível evitar a
geração de emissões atmosféricas, essas devem ser mitigadas, de forma a
minimizar seus impactos ao ambiente. A taxa de geração média de CO2 na
indústria siderúrgica em 2015 foi de 1.900 kg/tonelada de aço bruto (3)
. Em geral,
nas usinas integradas a coque situa-se numa faixa de 1.510 a 2.200 kg/tonelada de
aço e de 450 a 600 kg/tonelada de aço bruto nas usinas semi-integradas (9)
. A
etapa de redução, nas usinas integradas a coque, responde por aproximadamente
85% das emissões de CO2.
Atualmente, com a grande atenção que se está dando às emissões dos gases
de efeito estufa (GEE), a siderurgia encontra-se numa posição crítica, pois é um
dos setores industriais que mais emitem CO2 na atmosfera. Como consequência,
as siderúrgicas vêm atualmente buscando, cada vez mais, maior eficiência, e nos
últimos 50 anos já reduziram suas emissões de GEE em 55% (9)
. Por isso, torna-se
difícil o estabelecimento de metas de redução significativa, no curto prazo, dos
atuais índices de emissão, considerando-se as rotas atuais de produção.
Apesar disso, as empresas siderúrgicas vêm priorizando projetos que
aumentem a eficiência energética de todo o processo, tais como:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 29
29
Troca de combustíveis (exemplo: troca do gás liquefeito de petróleo/GLP
por gás natural)
Aproveitamento de gases para geração de energia e emprego da energia
cinética dos gases (turbina de topo nos altos-fornos)
Associada ao consumo elevado de matérias-primas, a indústria siderúrgica
tem uma geração significativa de coprodutos e resíduos de processo. São
considerados coprodutos aqueles materiais gerados ao longo do processo, e que
não fazem parte da linha de produtos siderúrgicos, sejam produtos finais ou
intermediários, mas que devido às suas características e propriedades tem valor
econômico, ou seja, são materiais secundários e que devem ser reaproveitados,
seja no próprio processo siderúrgico ou em outras atividades produtivas.
Os tipos de resíduos gerados na indústria siderúrgica são os mais variados e
provenientes, principalmente do processamento de matérias-primas. Reciclagem,
incineração, tratamentos físico-químicos e disposição final em aterros são, entre
outros, métodos mais utilizados para o gerenciamento dos resíduos sólidos. A
seleção do método mais apropriado normalmente se baseia em considerações
econômicas e nas tecnologias disponíveis, de acordo com as leis ambientais em
vigor.
Apesar de a indústria siderúrgica ter feito progressos relevantes na
diminuição dos impactos da fabricação do aço no meio ambiente, no que se refere
à gestão de resíduos, ainda existe um grande potencial de redução. É por meio do
sistema de gestão de coprodutos que se têm os maiores avanços no aumento da
sustentabilidade ambiental nas indústrias siderúrgicas. Nas usinas integradas a
coque, cerca de 80% do total de resíduos sólidos gerados são oriundos apenas de
duas etapas: redução e refino. Nas usinas semi-integradas, as fases de matérias-
primas e refino (aciaria) respondem pela quase totalidade da geração.
As indústrias siderúrgicas integradas, responsáveis por cerca de 70% da
produção mundial de aço, para produzirem 1 tonelada de aço utilizam mais de 2,5
toneladas de matérias-primas e geram cerca de 600 kg de coprodutos e resíduos de
processo por tonelada de aço produzido.
À medida que as matérias primas se tornam cada vez mais escassas, cabe às
indústrias a garantia de que sejam usadas com a máxima eficiência. Para que isto
ocorra é fundamental a gestão eficaz dos coprodutos e resíduos produzidos. Isso
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 30
30
não só minimiza eventuais impactos ambientais, mas ainda reduz custos para
aquisição de matérias-primas, tornando a indústria mais competitiva.
2.3. A geração de coprodutos e resíduos na indústria siderúrgica
Em 2015, a produção mundial de aço foi de 1.640 milhões de toneladas. As
usinas siderúrgicas integradas e semi-integradas, geram cerca de 600 kg de
coprodutos e resíduos de processo por tonelada de aço produzido.
Apenas considerando-se as siderúrgicas integradas, no mundo estima-se
uma geração anual de cerca de 700 milhões de toneladas de coprodutos e resíduos
de processo, dos quais cerca de 450 milhões de toneladas são escórias de alto-
forno e de aciaria LD, materiais largamente empregados na produção de cimento e
em pavimentação. Os demais coprodutos são outras escórias, carepas (óxidos de
ferro) e materiais particulados portadores de ferro e carbono, provenientes dos
sistemas de limpeza dos gases de exaustão dos processos siderúrgicos.
Dentre os coprodutos gerados, os pós e as lamas de aciaria, gerados nos
sistemas primários de limpeza de gases de exaustão das aciarias nas usinas
siderúrgicas integradas, representam cerca de 24kg por tonelada de aço, ou perto
de 30 milhões de toneladas por ano, considerando-se o parque siderúrgico
mundial. No caso das aciarias elétricas, a geração de pó de aciaria é de cerca de 20
kg por tonelada de aço.
2.4. A produção do aço no conversor LD
O processo de produção de aço no conversor LD consiste no refino de ferro-
gusa líquido e sucata metálica carregada à temperatura ambiente, utilizando-se
oxigênio gasoso de alta pureza, transformando o metal líquido com teor de
carbono superior a 4% em aço contendo teores de carbono menores que 1%
(usualmente abaixo de 0,1%) e também elevando a temperatura do banho metálico
a cerca de 1.635°C. No processo de refino são também reduzidos os teores de
fósforo e enxofre do ferro-gusa, pois estes prejudicam determinadas propriedades
dos aços carbono.
O conversor LD é composto por uma carcaça metálica com o formato de um
barril, com a parte superior aberta e revestida internamente com tijolos refratários.
A produção de aço ocorre em regime de bateladas, ou corridas, com ciclo de
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 31
31
aproximadamente 45 minutos. Atualmente, produzem em geral cerca de 200 a 350
toneladas por corrida. As figuras reproduzidas abaixo (3, 4 e 5) ilustram
esquematicamente as etapas de produção de aço no conversor LD (7)
.
Calha de sucatas Panela de ferro-gusa líquido
Conversor LD
Figura 3 - Carregamento sucata de aço e gusa no conversor LD
Lança de oxigênio
Figura 4 - Injeção de oxigênio e coleta de amostra de aço no conversor
LD
Panela de aço Pote de escória
Figura 5 - vazamento de corrida de aço na panela e de escória no pote
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 32
32
Na primeira etapa da produção, a sucata metálica, que se encontra à
temperatura ambiente, é carregada no conversor por meio de uma caixa metálica e
com o auxílio de uma ponte rolante. Em seguida é carregado o ferro-gusa líquido
proveniente do alto-forno, usualmente com temperatura da ordem de 1.340°C. Na
etapa seguinte a lança de oxigênio é posicionada e inicia-se a injeção de oxigênio.
Ao longo do sopro de oxigênio são adicionados materiais fluxantes (cal calcítica
ou cal dolomítica, por exemplo) para formação da escória ao se combinarem com
as impurezas presentes no metal líquido, como a sílica por exemplo.
A energia requerida para elevar a temperatura dos materiais fluxantes, das
sucatas metálicas e do ferro-gusa até a temperatura necessária para a condução do
processo de fabricação de aço é proveniente das reações de oxidação de vários
elementos presentes nos materiais carregados no conversor LD. Os principais
elementos são o ferro, o silício, o carbono, o manganês e o fósforo, fornecidos
majoritariamente pelo ferro-gusa. A tabela abaixo (1) apresenta os calores de
reação dos principais elementos oxidados ao longo do processo de fabricação do
aço.
Tabela 1 - Reações de oxidação e respectivos calores de reação em
kJ/mol (7)
Reações de Oxidação H°r (-) (kJ/mol)
Durante o sopro de oxigênio também é usual o carregamento de materiais
refrigerantes, como as pelotas de minério de ferro por exemplo, a fim de se
controlar a temperatura do aço a ser vazado, uma vez que as reações de oxidação
mencionadas acima são fortemente exotérmicas e geram uma quantidade intensa
de calor.
Após o término do sopro é coletada uma amostra do metal líquido para
verificação da temperatura e da composição química. Estando o aço líquido nas
condições desejadas, este é vazado em uma panela de metal revestida com tijolos
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 33
33
refratários. Durante o vazamento do aço líquido são adicionadas ligas metálicas
para acerto da composição química do aço desejada. Por fim, a escória é vertida
em um pote metálico para remoção e transporte até o local de tratamento.
2.5. Sistemas de despoeiramento dos gases de exaustão dos conversores LD
O processo de fabricação de aço em conversores LD é caracterizado por
diversas fontes de poluição e requer a utilização de equipamentos de controle
ambiental. Entre estes equipamentos, destacamos os sistemas de despoeiramento
dos gases provenientes da injeção de oxigênio no banho de metal líquido.
Após o carregamento da sucata metálica e do ferro-gusa, o conversor LD é
posicionado com o seu eixo na vertical e inicia-se o sopro de oxigênio por meio de
uma lança refrigerada a água. O sopro de oxigênio dura em geral de 13 a 25
minutos, em média 20 minutos, e tem uma vazão que pode variar de 560 a 1.000
Nm³ por minuto. O oxigênio é injetado com elevada vazão a fim de reagir com os
elementos contidos no ferro-gusa líquido, tais como o carbono e o silício,
ocasionando a formação de gases e escória, conforme ilustrado na figura abaixo.
São carregados ferro-gusa líquido, sucata de aço, minério de ferro (refrigerante),
cal calcítica e cal dolomítica. O oxigênio é então injetado através da lança, sendo
produtos das reações a escória, os gases de exaustão (principalmente CO e CO2), e
o aço líquido (figura 6).
Figura 6 - Matérias-primas e oxigênio utilizados no conversor LD;
produtos, gases e coprodutos gerados no processo (7)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 34
34
Entretanto, devido à forte turbulência causada pela injeção do oxigênio, os
gases formados arrastam partículas sólidas que são succionadas pelo sistema de
exaustão de gases do conversor LD, conforme ilustrado na figura abaixo (7).
Figura 7 - Conversor LD e o Sistema de Captação de Gases (8)
Conforme mencionado anteriormente, são gerados aproximadamente 25 kg
de materiais particulados por cada tonelada de aço produzido no conversor LD.
Para que este processo de produção de aço seja sustentável faz-se necessário
a captação dos materiais particulados de forma a evitar sua emissão para a
atmosfera, assim atendendo à legislação ambiental.
No Brasil, segundo a Resolução CONAMA 436/2011, o limite de emissões
de material particulado é de 80 mg/Nm³ nos gases de exaustão. Na Europa os
limites de emissão para este equipamento são inferiores, geralmente abaixo de 50
mg/Nm³.
Atualmente, existem duas rotas consagradas para a remoção dos materiais
particulados contidos nos gases de exaustão do conversor LD. A rota mais
utilizada é via úmida, tendo em geral as seguintes etapas principais:
Lavagem dos gases para remoção do material particulado no lavador
Venturi
Remoção das partículas mais grossas por concentração gravítica no
classificador em espiral
Adensamento do lodo produzido (partículas mais finas) no espessador
Filtragem do lodo no filtro-prensa
Sistema de
exaustão de gases
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 35
35
Na primeira etapa os gases são conduzidos em contracorrente a um fluxo de
água atomizada num lavador de gases tipo Venturi, onde o material particulado é
arrastado pelas gotículas de água e decantam na parte inferior do lavador (figura
8).
Figura 8 - Lavador de gases tipo “Venturi”
Os gases lavados deixam o lavador pela parte superior e são conduzidos ao
gasômetro para posterior aproveitamento como combustível, ou são descartados
após queimados pelo “flare” no topo da chaminé. A água contendo o material
particulado, coletada na parte inferior do lavador é bombeada para o classificador
em espiral (figura 2.8) para remoção das partículas mais pesadas, dando origem à
lama grossa de aciaria.
Figura 9 - Classificador em espiral
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 36
36
Na terceira etapa a água contendo as partículas mais leves é bombeada até o
espessador (figuras 10), onde ocorre o adensamento da polpa (mistura de água e
material particulado). Este adensamento se faz necessário para a etapa final de
tratamento no filtro-prensa, transformando a polpa alimentada ao processo em
lodo, contendo cerca de 15% de sólidos.
Figura 10 - Espessador
O lodo produzido é então raspado no fundo do espessador e bombeado até o
sistema de filtros-prensa (figura 11), onde então á produzida a lama fina de
aciaria, contendo cerca de 70% de sólidos.
Figura 11 - Filtro – prensa
Na rota a úmido, geralmente se obtêm concentrações de materiais
particulados nos gases de exaustão da ordem de 15 a 50 mg/Nm³.
Outra rota utilizada, com menos frequência, é a rota a seco, que tem em
geral as seguintes etapas principais:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 37
37
Separação das partículas mais grossas por deflexão (defletor com aspersão
de água)
Separação das partículas mais finas no precipitador eletrostático
Na primeira etapa os gases são resfriados pela aspersão de água por bicos
injetores e em seguida sofrem uma súbita deflexão por um dispositivo
denominado “banana”, onde as partículas mais pesadas são separadas e
conduzidas ao silo de descarte por um transportador de arraste por correntes.
Na segunda etapa, os gases com as partículas mais leves são conduzidos ao
precipitador eletrostático (figura 12), onde as partículas são eletricamente
carregadas e submetidas a um campo elétrico entre placas metálicas paralelas,
sendo atraídas para uma das placas. A camada de partículas aderida é então
removida das placas por meios mecânicos (vibração). As partículas removidas se
acumulam em tremonhas localizadas na parte inferior do precipitador, de onde são
conduzidas ao silo de armazenamento por um transportador helicoidal (ou de
rosca). Do silo de armazenamento o pó de aciaria é enviado para reaproveitamento
em outros processos, ou para estocagem em pátios de armazenamento, ou mesmo
para disposição final.
Figura 12 - Precipitador eletrostático
Na rota a seco, geralmente se obtêm concentrações de materiais particulados
nos gases de exaustão da ordem de até 10 mg/Nm³. A figura 13 ilustra o sistema
de remoção de particulados a seco.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 38
38
Figura 13 - Ilustração geral do sistema de remoção de particulados a
seco (5)
2.6. Características dos pós e lamas de aciaria
A formação de materiais particulados durante o processo de fabricação de
aço tornou-se um sério problema com o advento de métodos de produção de aço
em larga escala, desde os primórdios da indústria siderúrgica, com os fornos de
soleira aberta (open-hearth), os processos Bessemer e Thomas e nos dias atuais os
conversores LD com injeção de oxigênio e os fornos elétricos a arco.
Inicialmente a questão era reduzir a quantidade de poeira lançada na
atmosfera para satisfazer regulamentações acerca da concentração de poeira. No
entanto, até a década de 1960 estava claro que não haviam métodos eficientes para
se reduzir a quantidade de poeira formada durante o processo de fabricação de
aço. As pequenas reduções alcançadas na formação de poeira não afetavam
significativamente os custos referentes à limpeza dos gases que eram lançados na
atmosfera. A redução na intensidade do jato de oxigênio ou a alteração no ângulo
de injeção do oxigênio não só reduzia a quantidade de poeira formada, mas
também reduzia a produtividade do forno.
A questão da redução da formação de poeira formada no processo de
fabricação de aço tornou-se mais apurada a partir de duas questões cruciais: o
esgotamento dos recursos naturais e a otimização do uso dos recursos
remanescentes. Houve então um aumento significativo no número de
investigações acerca dos mecanismos de formação das poeiras geradas durante a
fabricação do aço e das propriedades destas poeiras.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 39
39
Em geral, os sistemas de limpeza de gases removem cerca de 24 kg de
poeiras por tonelada de aço produzido nos conversores LD e de 15 a 25 kg de
poeiras por tonelada de aço produzido nos fornos elétricos, sendo que a maior
parte desta geração usualmente não é reciclada e termina estocada em pátios ou
aterros. Porém, como estas poeiras contêm materiais valiosos como ferro e zinco,
a questão do seu completo aproveitamento torna-se uma matéria de grande
importância.
A composição química das poeiras geradas na fabricação do aço depende da
composição da carga utilizada, do tipo de aço a ser produzido e das condições
operacionais do forno. As poeiras geradas são compostas principalmente de
metais e seus óxidos, além de sulfetos, cloretos, fluoretos e outros componentes.
No caso do pó de aciaria do conversor LD há uma clara distinção entre a fração
grossa e a fração fina.
Em geral, 2/3 da fração grossa é formada por grãos de ferro que contém até
90% de ferro metálico. A parte remanescente é composta de partículas de escória
com inclusões de grãos finos de ferro. O tamanho das partículas da fração grossa
varia de 20 a 1000 µm, sendo que as partículas menores que 500 µm tem formato
esférico.
A fração fina de pó de aciaria é composta principalmente de óxidos de ferro,
finos de escória e zinco. Em geral as partículas são esféricas com granulometria
entre 1 e 200 µm. A maior parte das partículas tem um núcleo denso de ferro
envoltas por uma fina crosta de óxidos com elevado teor de zinco, sendo que o
teor de zinco decresce da superfície para o interior. O zinco encontra-se na forma
de óxido de zinco (ZnO), de ferrita de zinco (ZnFe2O4) ou como carbonato de
zinco (ZnCO3).
Os mecanismos de formação das poeiras no processo de fabricação do aço
até então assumidos são os seguintes (10)
:
I. Vaporização de metal na zona de reação a elevadas temperaturas (área de
depressão causada pelo jato de oxigênio
II. Gotículas de metal e escória removidos da superfície do banho de metal
líquido pela ação mecânica do jato de oxigênio
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 40
40
III. Dispersão, ou pulverização, de metal e escória da superfície do banho por
bolhas de monóxido de carbono formadas durante a descarburização do
banho metálico
IV. Arraste de partículas finas sólidas dos materiais carregados no conversor
LD
A tabela 2 apresenta a composição química típica das frações grossa e fina
de pó de aciaria em usinas siderúrgicas europeias.
Tabela 2 - Composição química do pó de aciaria (frações grossa e fina)
em usinas siderúrgicas européias (5)
Parâmetro Pó grosso (%) Pó fino (%)
Ferro total 30 – 85 54 – 70
Ferro metálico 72 20
CaO 8 – 21 3 – 11
Zn 0,01 – 0,4 1,4 – 3,2
Pb 0,01 – 0,04 0.2 – 1,0
S 0,02 – 0,06 0,07 – 0,12
C 1,4 0,7
2.7. Tecnologia de aglomeração de partículas sólidas
Aglomeração é o termo geral empregado para designar operações aplicadas
a materiais de granulometria fina para transformá-los em corpos ou fragmentos
coesos, por meio de mecanismos físicos e/ou químicos, conferindo-lhes tamanho e
forma adequados ao seu uso posterior.
A tecnologia de aglomeração de partículas sólidas, como operação unitária
integrante de processamento de sólidos, teve início em meados do século XlX
orientada para a recuperação de finos de carvão e a fabricação de produtos
farmacêuticos sólidos (12)
.
O desenvolvimento da aglomeração como ciência teve início na década de
1950 com a definição formal dos mecanismos de aglomeração, quando foram
reunidos um conjunto de conhecimentos interdisciplinares relativos a todos os
aspectos da aglomeração de partículas sólidas, inclusive com o desenvolvimento
de pesquisa fundamental acerca destes aspectos.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 41
41
O fenômeno da aglomeração pode ser descrito como a colagem de partículas
sólidas causada por forças de atração entre as partículas, químicas ou físicas,
mediante modificações de origem química ou física nas partículas provocadas por
condições específicas de processo ou pela ação de aglomerantes, substâncias que
aderem quimicamente ou fisicamente nas superfícies sólidas, formando uma ponte
de ligação entre as partículas.
A aglomeração de partículas em certos casos ocorre naturalmente,
especialmente se as partículas forem muito finas, podendo resultar na formação de
indesejáveis torrões ou pelotas, prejudiciais a determinadas operações.
O processo de aglomeração se caracteriza pela combinação benéfica de
partículas sólidas e mudança de tamanho destas partículas. Para se alcançar os
resultados desejados lança-se mão dos mecanismos naturais de ligação, que
podem ser potencializados pela aplicação de forças que movimentem as partículas
entre si, por forças de compressão, ou ainda em complementação aos processos
mecânicos, pela adição dos materiais aglomerantes.
Os componentes de um aglomerado são frequentemente bastante distintos e,
na maioria dos casos, os aglomerados contêm uma quantidade significativa de
espaço vazio entre as partículas, diferentemente de outros fenômenos de
crescimento de grãos, como a cristalização, onde o corpo resultante de uma matriz
líquida tem uma estrutura densa na qual átomos e moléculas são arranjados de
forma regular e repetitiva.
No caso dos aglomerados, a porosidade é determinante para a definição de
suas propriedades mecânicas e aplicabilidade.
As figuras 14 e 15 ilustram os mecanismos de aglomeração a frio de
materiais particulados:
Figura 14 - Mecanismos de aglomeração (12)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 42
42
a) Pontes sinterizadas; fusão parcial; cristalização de substâncias solúveis
b) Reação química; endurecimento dos aglomerantes; aglomerantes com alta
viscosidade; camadas de adsorção
c) Pontes líquidas; endurecimento dos aglomerantes; cristalização de
substâncias dissolvidas (do meio líquido); deposição de partículas
suspensas.
Figura 15 - Mecanismos de aglomeração (12)
d) Forças moleculares (forças de Van der Walls, forças de valência, pontes de
hidrogênio); forças eletrostáticas; forças magnéticas
e) Ligações intertravadas
f) Forças capilares; aglomerante tipo matriz
2.7.1. Aglomerantes e lubrificantes
A aglomeração de partículas com vistas a algum processo industrial requer a
seleção de uma técnica de aglomeração apropriada. Diversos mecanismos de
aglomeração já descritos podem estar naturalmente disponíveis ou podem ser
ativados.
Os aglomerantes são componentes adicionados antes ou durante o processo
de aglomeração a fim de elevar a resistência mecânica do aglomerado a ser
produzido. Os aglomerantes podem afetar a resistência mecânica dos aglomerados
imediatamente após a produção ou após um determinado tempo, denominado
“cura”.
A seleção do aglomerante a ser utilizado depende de vários fatores
específicos para cada aplicação em particular. Deve ser compatível com os
materiais a serem aglomerados assim como com a utilização do produto. No caso
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 43
43
de aglomeração de materiais particulados para os processos siderúrgicos, por
exemplo, aglomerantes contendo enxofre não podem ser utilizados uma vez que o
enxofre afeta negativamente as propriedades dos aços produzidos.
Por esta razão, o desenvolvimento de aglomerantes não pode ser tratado de
forma generalista. Pelo contrário, cada aplicação deve ser desenvolvida conforme
as particularidades dos materiais utilizados e dos processos produtivos associados.
Os aglomerantes podem ser divididos em orgânicos e inorgânicos e sua
distribuição na estrutura do aglomerado pode estar na forma de filmes superficiais
ou na forma de uma matriz.
Os aditivos tipo “filme” são usualmente fluidos que recobrem as partículas e
formam pontes de ligação nas áreas de contato entre as partículas. Neste caso, a
quantidade de aglomerante requerida é relativamente pequena. A água é o ligante
mais conhecido do tipo filme.
Já os aglomerantes do tipo “matriz”, por outro lado, usualmente preenchem
os vazios existentes entre as partículas sólidas e reduzem drasticamente sua
porosidade. Um exemplo comum de aglomerante do tipo matriz é o cimento.
A tabela 3 contém uma relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos
mais utilizados em processos de aglomeração.
Tabela 3 - Relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos mais
utilizados em processos de aglomeração (12)
Aglomerantes orgânicos Aglomerantes inorgânicos Asfalto Silicato de sódio
Celulose Silicato de potássio
Alcatrão Bentonita
Piche Soda cáustica
Dextrina Cimento Portland
Goma-arábica Escórias
Lignina Argilas
Lignosulfonato Gesso
Melaço Cal virgem
Polpa de papel Cal hidratada
Resinas Óxido de magnésio
Amido Sílica gel
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 44
44
Existem ainda outros aglomerantes que reagem quimicamente com
diferentes componentes da mistura de aditivos ou mesmo com a material a ser
aglomerado. Tais reações podem resultar em produtos de elevada resistência, com
ligações à prova d’água por exemplo.
São ainda utilizados como aditivos nos processos de aglomeração os
lubrificantes, que podem ser sólidos ou líquidos e atuam como redutores do
coeficiente de fricção entre as partículas da massa a ser aglomerada e, desta
forma, resultam na produção de um aglomerado com maior densidade e menor
porosidade. A tabela 4 contém exemplos de lubrificantes.
Tabela 4 - Exemplos de lubrificantes utilizados em processos de
aglomeração (12)
Lubrificantes líquidos Lubrificantes sólidos Glicerina Grafite
Emulsões óleo/água Parafina
Água Ácido esteárico
Etileno glicol Ceras
Óleos Talco
Silicones
Na aglomeração sob pressão os lubrificantes podem também reduzir o
coeficiente de fricção entre o material a ser aglomerado e o ferramental utilizado
(matrizes, moldes, rolos, etc.), resultando em aglomerados com estrutura mais
uniforme e menor variação de densidade. Os lubrificantes também podem
contribuir para redução das forças de desprendimento entre o aglomerado e a
matriz ou molde, elevando a taxa de sobrevivência dos aglomerados produzidos.
Conforme visto, os aglomerantes são utilizados quando o material a ser
aglomerado não possui resistência suficiente à compressão e ao impacto após a
compactação, pois proporcionam uma maior adesão das partículas finas. Os
aglomerantes também podem ser classificados de acordo com sua função na
mistura a ser aglomerada, podendo ser do tipo: matriz, filme ou aglomerantes
químicos, conforme a tabela 5.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 45
45
Tabela 5 - Tipos de aglomerantes conforme sua função
TIPOS DE AGLOMERANTES
Matriz Filme Químicos Alcatrão Água Ca(OH)2 + Melaço
Asfalto Silicato de Sódio Silicato de sódio + CO2
Cimento Portland Lignosulfonatos Epóxies
Os aglomerantes do tipo matriz provocam um “embutimento” das
partículas dentro de uma fase substancialmente contínua, sendo as propriedades
dos aglomerados determinadas pelas características do aglomerante.
Os aglomerantes do tipo filme apresentam função parecida com as colas
adesivas e dependem, principalmente, da evaporação da água ou de algum
solvente para desenvolver uma maior resistência mecânica.
Os aglomerantes químicos podem ser utilizados tanto como matriz ou
como filme. Um bom exemplo são os aglomerantes químicos utilizados em areias
de fundição.
Os materiais aglomerantes podem ainda ser classificados pelo estado físico
ou pela ação química:
Os estados físicos incluem líquidos (tais como água, óleo e silicato de
sódio), sólidos (tais como bentonita e amido de milho) e semissólidos (tais
como alcatrão).
Os aglomerantes de ação química incluem orgânicos hidrofóbicos (tais
como alcatrão, piche e betume), orgânicos hidrofílicos (tais como amido,
melaço e lignosulfonato) e inorgânicos (tais como cimento, argila e cal).
Os aglomerantes químicos afetam a resistência do aglomerado pela reação
química entre dois aglomerantes ou entre um aglomerante e uma substância
contida na mistura de materiais a ser aglomerada.
2.7.1.1. Seleção de Aglomerantes
Com base na revisão bibliográfica realizada, assim como em dados
levantados de atividades de briquetagem de materiais particulados na indústria
siderúrgica nacional e internacional, e devido às suas características, foram
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 46
46
selecionados os seguintes aglomerantes para a realização de ensaios de
aglomeração neste trabalho.
Sistema melaço e cal
Cimento Portland ARI (Alta Resistência Inicial)
O gráfico abaixo (figura 16) registra o bom desempenho do melaço e do
sistema de aglomeração melaço/cal frente a outros aglomerantes, no caso dos
ensaios de resistência à compressão de pelotas de minério de ferro secas.
Há que se enfatizar que não há necessidade de adição suplementar de cal
uma vez que a mesma já está presente no pó de aciaria.
Figura 16 - Resistencia a compressão de pelotas, secadas a 105°C,
produzidas com diferentes aglomerantes (41)
O cimento é outro aglomerante tradicionalmente utilizado na produção de
briquetes de coprodutos ferrosos, principalmente quando os briquetes são
utilizados em altos-fornos. Neste trabalho, O cimento Portland ARI foi
selecionado em função de suas características de alta resistência inicial, ou seja, a
resistência mecânica do aglomerado eleva-se dentro de um período de tempo mais
curto, quando comparado com outros cimentos, contribuindo para o atingimento
Resistência à compressão das pelotas secas
(N(
Dosagem dos
aglomerantes
(%)
Aglomerantes
(N)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 47
47
dos valores mínimos de resistência mecânica necessários para o manuseio dos
aglomerados mais rapidamente.
Em geral é desejável que os aglomerados produzidos possam ser
manuseados no menor tempo possível após a sua produção, uma vez que o custo
de estocagem dos aglomerados é elevado.
A tabela 6 apresenta os valores de resistência mínima à compressão do
cimento ARI e de outros cimentos, ao longo do período de cura.
Tabela 6 - Resistência à compressão de diversas classes de cimento
Portland (16)
2.7.2. Processos de aglomeração
Os principais processos de aglomeração de finos usados na indústria
minero-metalúrgica, pelotização, briquetagem e sinterização, objetivam
transformar os finos de matérias-primas em aglomerados que viabilizem a
utilização em processos metalúrgicos. Podem também ser utilizados para permitir
o manuseio e transporte de finos, evitando-se a emissão de materiais particulados
durante estas atividades.
Mais recentemente, estes processos têm sido utilizados para aglomeração de
resíduos de processo das indústrias metalúrgicas, a fim de viabilizar o seu
reaproveitamento.
Os processos de aglomeração podem então ser classificados em três campos
tecnológicos distintos, e ilustrados conforme as figuras abaixo:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 48
48
Figura 17 - Processos de aglomeração (11)
a) Aglomeração por rolagem e crescimento – pelotização
b) Aglomeração por compactação sob pressão – briquetagem
c) Aglomeração por fusão superficial – sinterização
Sendo:
A => Material alimentado (particulado)
v => velocidade
F => Força empregada
Q => Fluxo de calor
2.7.2.1. Pelotização
A aglomeração por rolagem e crescimento das partículas, ou pelotização,
implica na aglomeração de pequenas partículas que aderem entre si, após colisão
durante seu movimento, irregular e estocástico, em um leito de partículas,
formando um novo corpo que é mantido unido devido às forças de ligação entre as
partículas. Após sobrepujar o estado crítico de nucleação de sementes, o conjunto
de partículas cresce pela adesão de novas partículas em sua superfície.
A estrutura do aglomerado resultante do processo de pelotização depende da
densidade do leito de partículas, da energia transmitida pela colisão das partículas,
da ação dos mecanismos de ligação e do tempo, entre outros.
A figura 18 apresenta um modelo conceitual de como uma pequena
partícula é incorporada na superfície de um conjunto de partículas aglomeradas
úmidas em um leito de partículas de alta densidade em movimento, durante o
processo de aglomeração por rolagem e crescimento.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 49
49
Figura 18 - Modelo conceitual de incorporação de uma partícula (12)
O mecanismo básico de aglomeração por rolagem e crescimento á
apresentado na figura 19. A adesão de partículas individuais entre si ou em
superfícies sólidas é controlada pela competição entre forças relacionadas ao
volume e à superfície das partículas.
Figura 19 - Modelo conceitual de nucleação, coalescência e crescimento
de partículas aglomeradas (12)
Para que a adesão seja permanente, certos critérios devem ser preenchidos.
O mais importante de todos é que o sistema de forças que atua sobre a massa das
partículas (gravidade, inércia, arraste, etc.) deve ser inferior às forças de atração
entre as partículas aderentes.
As forças de atração são forças conhecidas como de curto alcance; sua
magnitude e resistência decresce rapidamente com o aumento da distância entre as
partículas. Portanto, como a superfície dos materiais particulado é rugosa, ao
menos em escala microscópica, e a massa das partículas decresce com a redução
do tamanho das partículas elevada à terceira potência, a tendência de adesão
aumenta com a redução do tamanho das partículas.
O mecanismo ilustrado na figura 2.20 ocorre naturalmente se o tamanho das
partículas aglomeradas tem escala manométrica. No caso de partículas maiores,
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 50
50
em escala micrométrica, as forças de adesão devem ser incrementadas pela adição
de aglomerantes (geralmente água ou outros líquidos) ou pelo aumento da
probabilidade de colisão entre as partículas através de uma alta concentração de
partículas (densificação). Tais condições são obtidas em discos rotativos (figura
20-A) inclinados, tambores giratórios (figura 20-B) ou outros tipos de
misturadores.
Figura 20 - Tambor giratório (A) e disco rotativo(B) (13)
Os aglomerados produzidos por este processo, inicialmente são
denominados aglomerados “verdes”, após a nucleação de crescimento dos
aglomerados de partículas transformando-os em agregados maiores e esféricos,
também denominados pelotas. Os aglomerados úmidos, ou verdes, mantêm-se
temporariamente unidos pelos efeitos da tensão superficial e de forças capilares do
aglomerante líquido.
Entretanto, em certos casos, componentes presentes nos aglomerados com
propriedades cimentícias mantêm os aglomerados unidos permanentemente,
mesmo após a secagem. Em geral, para que os aglomerados se mantenham unidos
após a perda de umidade, são necessários processos de pós tratamento como a
secagem, cura, reações químicas entre componentes, queima ou sinterização,
associados ao endurecimento das partículas aglomeradas.
2.7.2.2. Briquetagem
A briquetagem consiste na aglomeração de partículas finas por meio de
pressão, com auxílio ou não de um aglomerante, permitindo a obtenção de um
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 51
51
produto não só compactado, porém com forma, tamanho e parâmetros mecânicos
adequados.
Durante o processo de aglomeração sob pressão, forças externas atuam
sobre uma massa de partículas, parcial ou totalmente confinadas. São concebidas
duas diferentes fases de densificação que influenciam a estrutura do aglomerado
obtido sob pressão.
Na primeira fase, que demanda forças relativamente baixas, há uma pequena
elevação da densidade da massa de partículas, obtida pelos mecanismos de adesão
das partículas e de redução do atrito entre as partículas. Nesta fase, a densificação
depende da densidade aparente da massa de partículas a ser aglomerada. A
densidade aparente inicial pode ser muito baixa em função de elevadas forças de
adesão, típicas de partículas muito finas, ou pelo efeito do atrito entre partículas
causado pelo formato irregular das partículas ou pela superfície rugosa das
partículas finas.
Nesta fase inicial de densificação, o tamanho e o formato das partículas
sofrem pequena, ou desprezível, alteração. Algumas técnicas de aglomeração sob
pressão, que fazem uso de aglomerantes ou de mecanismos de aglomeração
intrínsecos da massa de partículas, se limitam à aplicação de forças que não
ultrapassem esta fase de densificação, conforme ilustrado na figura 21.
Figura 21 - Mecanismo conceitual inicial de aglomeração sob pressão
(12)
Na segunda fase, com o aumento da pressão, em um estágio inicial, as
partículas se rearranjam em uma estrutura mais densa, sem haver alteração na
forma e tamanho das partículas, porém sem atingir a maior densidade possível,
pois as partículas não são capazes de se mover livremente para ocupar os espaços
vazios ainda disponíveis. Em seguida, com o aumento contínuo da pressão, as
partículas de deformam e/ou quebram.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 52
52
Neste estágio final de compactação, a estrutura se altera drasticamente, e o
espaços vazios são reduzidos até um ponto onde já não é mais possível algum
incremento na densificação e a massa de partículas passa a se comportar como um
sólido incompressível, conforme ilustrado na figura 22.
Figura 22 - Mecanismo conceitual final de aglomeração sob pressão (12)
A aglomeração de partículas sob baixa e média pressão produz aglomerados
com forma e tamanho relativamente uniformes. Neste processo a mistura
alimentada deve ser constituída de partículas relativamente finas, com a adição de
aglomerantes quando necessário. A massa úmida de partículas sólidas com a
adição de aglomerantes é submetida a um processo de extrusão ao serem forçadas
a passar através de uma matriz perfurada (figura 2.25).
A pressão exercida na massa de partículas, em conjunto com as forças de
atrito desenvolvidas durante a passagem das partículas pelos furos produzem os
aglomerados, que tem o formato dos furos por onde passam, normalmente
cilíndrico. Em geral é necessária uma etapa de pós tratamento é requerida para a
obtenção da resistência permanente necessária.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 53
53
Figura 23 - Processo de extrusão (esquemático)
Já a aglomeração sob elevada pressão é a técnica mais versátil para a
aglomeração de partículas sólidas (figura 24). Neste processo podem ser utilizadas
partículas com dimensões e formatos variados, com partículas medindo desde
alguns nanômetros até uns poucos centímetros, dependendo, entretanto, das
características das partículas e da seleção dos equipamentos utilizados no
processo. A temperatura de processamento também é bastante flexível, partindo
de temperaturas próximas de 0° C até cerca de 1.000° C.
Figura 24 - Processo de briquetagem (esquemático)
Tipicamente, os produtos da aglomeração sob elevada pressão, possuem alta
resistência imediatamente a descarga do equipamento. Não obstante, para que o
aglomerado atinja maior resistência com o tempo, é necessária a adição de
aglomerantes e de uma etapa de pós tratamento.
Na aglomeração sob elevada pressão, a porosidade da massa de partículas
decresce de forma que os fluidos que inicialmente ocupam os espaços poros
devem ser capazes de escapar da massa de partículas. Assim, deve haver tempo
suficiente para que a deformação inicialmente elástica se transforme em
deformação permanente com a quebra ou deformação plástica das partículas. Este
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 54
54
requerimento limita a velocidade de densificação da massa de partículas e
consequentemente a capacidade produtiva.
Um dos parâmetros mais importantes para a confecção de briquetes é a
umidade da mistura. A adição de água só não é realizada quando a substância
aglomerante se apresenta na forma de solução aquosa ou como um fluído. A fim
de apresentarem a resistência mecânica desejada, os briquetes podem ser
submetidos a um tratamento de endurecimento, realizado à temperatura ambiente,
em estufas e secadores (400°C), ou em fornos (acima de 1.000°C).
No processo de aglomeração de partículas finas, as forças de atração
molecular de “Van der Waals” apresentam forte influência na união das
partículas. Entretanto, somente tornam-se efetivas quando a distância entre as
partículas é reduzida pela ação de uma força externa elevada, no caso da
aglomeração sob pressão.
Na aplicação da pressão externa ao material a ser briquetado, podem ser
utilizados três processos:
I. Briquetagem em prensas de rolos (figura 25), onde o material flui
continuamente, entre dois rolos paralelos, com cavidades ou moldes
dispostos em sua superfície, de tamanho e forma adequados, rigidamente
ligados entre si, girando com a mesma velocidade de rotação, todavia em
sentidos contrários
II. Briquetagem por extrusão contínua em máquinas do tipo maromba
III. Briquetagem em prensas hidráulicas, em que os moldes são preenchidos,
de forma intermitente.
Figura 25 - Briquetagem com prensa de rolos
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 55
55
2.7.2.3. Sinterização
A sinterização se baseia na fusão incipiente dos componentes de uma
mistura constituída de um componente principal e de adições de fundentes,
promovendo a ligação rígida das partículas, com a solidificação da fase líquida.
No processo de sinterização, os átomos e moléculas se movem a elevadas
temperaturas através da interface nos pontos de contato entre duas partículas
sólidas e formam uma ponte. Este processo é influenciado pela temperatura, área
de contato, pressão e tempo. A aglomeração pelo calor ocorre em materiais
granulados que são depositados em uma grelha, estacionária ou em movimento. O
calor é fornecido por gases quentes que permeiam a carga ou pela queima de um
combustível sólido previamente misturado à mistura de materiais a ser sinterizada.
Como resultado, a estrutura do sínter produzido é porosa, particularmente quando
o calor é fornecido pelo combustível sólido, cuja massa desaparece em grande
parte pela queima, restando apenas as cinzas.
Em alguns casos, a sinterização é utilizada como um processo de pós
tratamento para proporcionar resistência permanente aos aglomerados produzidos
em outros processos de aglomeração. Pode também ser utilizada para modificar a
porosidade do aglomerado. Dependendo do processo de sinterização utilizado, o
aglomerado produzido pode encolher (redução de volume) e tornar-se mais denso,
podendo ter sua porosidade reduzida a quase zero formando uma massa compacta.
Por outro lado, em situação oposta, as condições de processo podem ocasionar a
elevação da porosidade do aglomerado.
Deve -se ainda mencionar que a sinterização usualmente não é utilizada em
casos onde pode haver alteração (indesejável) da composição química do material
aglomerado durante o aquecimento.
2.8. Aglomeração de concentrados de minério de ferro via pelotização
Processos de aglomeração combinam partículas pequenas e discretas em
agregados com maiores dimensões, apropriadas às utilizações previstas na
indústria siderúrgica.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 56
56
Durante o processo de pelotização de minério de ferro, partículas de minério
de ferro concentrado úmido e materiais fluxantes são rolados e pelotizados com o
auxílio de um aglomerante (figura 26).
Figura 26 - Mecanismo de pelotização (esquemático) (14)
As pelotas rolam e crescem em discos ou tambores rotativos. Os
aglomerados produzidos se mantêm coesos pela ação de forças capilares e tensão
superficial na presença de umidade. No entanto, estes aglomerados tendem a se
desintegrar com a perda de umidade se não houver a presença de um aglomerante.
Em geral, no processo de pelotização são utilizados como aglomerantes,
argila bentonítica ou aglomerantes orgânicos, que mantêm a integridade das
pelotas mesmo após a sua secagem.
O processo de pelotização de minério de ferro é um processo a úmido, onde
após a produção de pelotas “verdes”, ainda úmidas, são submetidas a etapas de
secagem e aquecimento a temperaturas elevadas para endurecimento das pelotas.
Assim, a presença de aglomerantes afeta sobremaneira o processo de pelotização,
desde a formação das pelotas “verdes” até a etapa final de aquecimento e
endurecimento.
Na etapa de produção das pelotas “verdes”, os aglomerantes interagem com
a umidade presente nas partículas minerais e com as próprias partículas, afetando
as forças capilares e as forças viscosas que mantêm unidas as partículas minerais.
A presença de argilas ou aglomerantes orgânicos favorece a aglomeração
por uma série de fatores, entre os quais:
Os aglomerantes auxiliam o controle do transporte de umidade durante o
processo de aglomeração a úmido.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 57
57
o Os aglomerantes aumentam a viscosidade do líquido dentro da
estrutura das pelotas “verdes” e reduzem a velocidade de transporte
da umidade do interior das pelotas “verdes” até a sua superfície.
Este fenômeno controla a taxa de crescimento das pelotas “verdes”
que depende da presença de umidade na superfície do aglomerado.
Certos aglomerantes também previnem a desintegração das pelotas
“verdes” durante a secagem.
Os aglomerantes podem auxiliar o controle do excesso de umidade
presente no material a ser aglomerado.
o O crescimento das pelotas depende criticamente da presença de
umidade no material alimentado. Uma quantidade pequena de
umidade dificultará o crescimento dos núcleos de partículas
inicialmente formados, tornando as pelotas “verdes” fracas e
porosas. Uma quantidade de umidade elevada favorece a formação
de pelotas “verdes” com superfície rugosa, permitindo um
crescimento rápido e fora de controle, e em certos casos,
transforma o material a ser aglomerado em lama disforme. Neste
caso, certos aglomerantes podem ser adicionados para absorver o
excesso de umidade e produzir pelotas verdes” de boa qualidade e
proporcionar um processo de aglomeração mais estável.
Após a formação das pelotas “verdes”, estas são submetidas a um processo
de secagem por ar aquecido a uma temperatura na faixa de 300 a 500 °C. Com a
evaporação da umidade, as forças coesivas que mantêm as partículas aglomeradas
tendem a diminuir, o que poderia levar ao colapso das pelotas. No entanto, na
presença de argilas ou de aglomerantes orgânicos, os mesmos aderem aos pontos
de contato das partículas, formando pontes e filmes que conferem resistência às
pelotas, mesmo após o processo de secagem.
Após a secagem, as pelotas são aquecidas a temperaturas de até 1.300 °C. O
aglomerante utilizado usualmente utilizado nos processos de pelotização com
queima é a argila bentonítica, pois é um silicato com baixo ponto de fusão que se
funde durante o processo de aquecimento. A fase líquida molha as partículas,
envelopando-as e contrai a estrutura do aglomerado, tornando as pelotas mais
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 58
58
densas. A fase líquida pode atuar como um meio difusor, promovendo a
sinterização dos grãos de minério de ferro nas pelotas. Após o resfriamento, há um
acréscimo de ligações sólidas provenientes da fase sinterizada.
No caso da utilização de aglomerantes orgânicos na produção de pelotas
queimadas, como estes são queimados a partir de 300 °C, não contribuem para a
sinterização das partículas de minério de ferro.
As propriedades da fase líquida presente em temperaturas elevadas são
determinadas pela mineralogia do minério de ferro. A presença de minerais
silicatados nas argilas bentoníticas é o principal diferencial entre estas e os
aglomerantes orgânicos.
2.9. Processos de aglomeração a frio
Uma alternativa ao processo de endurecimento das pelotas à altas
temperaturas é a aglomeração a frio. Os processos de aglomeração a frio
abrangem uma série de processos de endurecimento a baixas temperaturas.
Estes processos incluem:
Ligações por carbonatos, ou seja, a formação de carbonatos a partir da
carbonatação da cal hidratada pela ação do dióxido de carbono
Ligações pela ação de cimentos
No entanto a aglomeração a frio, com a utilização de cimento como
aglomerante, adiciona sílica às pelotas (usualmente indesejável) uma vez que os
cimentos são compostos por silicatos. Por outro lado, os aglomerantes orgânicos
podem atuar como catalizadores das ligações por formação de carbonatos.
Os aglomerantes orgânicos podem ser utilizados por várias razões, mas
quando se trata de sua utilização na produção de pelotas para utilização em altos-
fornos, talvez o benefício mais importante seja a redução do teor de sílica nas
pelotas quando comparado com a utilização de argila bentonítica como
aglomerante. Os aglomerantes orgânicos entram em combustão durante os
processos conduzidos a elevadas temperaturas, gerando gases que se desprendem,
evitando a formação de cinzas ou escória na estrutura das pelotas.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 59
59
2.9.1. Aglomeração a frio com a utilização de melaço como aglomerante
Um aglomerante orgânico usualmente utilizado é o melaço. O melaço é um
subproduto do processo de refino do açúcar. Consiste em uma solução espessa
remanescente após a cristalização do açúcar proveniente do caldo da cana de
açúcar ou da beterraba. Os principais componentes são açucares não recuperados
(30 – 60%), proteínas (< 10%) e minerais inorgânicos (< 10%) presentes na cana
de açúcar ou na beterraba. O conteúdo nutricional do melaço permite que seja
também utilizado como suplemento alimentar para animais.
Para utilização como aglomerante o melaço é usualmente utilizado em
conjunto com a cal. A cal reage com a sacarose e forma um complexo cal
sacarose, que posteriormente reagem com o dióxido de carbono da atmosfera e
forma carbonato de cálcio, recristalizando a sacarose. Os açucares agem
essencialmente como catalizadores da reação e formam uma rede de ligação de
carbonato de cálcio (Halt e Kawatra (12)
). Para que o processo de desenvolvimento
de resistência se complete são necessários vários dias de cura ao ar. Pode se
acelerar o processo de cura pela passagem de correntes de dióxido de carbono
através dos aglomerados.
O melaço também pode ser utilizado como aglomerante em conjunto com o
hidróxido de cálcio [15], conforme as reações abaixo.
O hidróxido de cálcio reage com a glicose formando um complexo de cal e
açúcar.
O complexo formado reage com o gás carbônico, formando carbonato de
cálcio e regenerando a glicose. Este processo se repete diversas vezes, sendo
considerado um processo químico-catalítico.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 60
60
2.9.2. Aglomeração a frio com a utilização de cimento como aglomerante
Processos de aglomeração a fio utilizando cimento são utilizados há mais de
uma década na indústria siderúrgica com o objetivo de reciclar materiais
particulados portadores de unidades de ferro, denominados coprodutos, em seus
altos-fornos. Estes coprodutos são misturados com cimento e outros materiais
como finos de coque e escórias, sendo aglomerados na forma de briquetes ou
pelotas. Os aglomerados produzidos são então submetidos a uma etapa de “cura”,
que pode levar até 1 mês, para que os aglomerados alcancem a resistência
mecânica requerida.
No entanto, o uso destes aglomerados em altos-fornos é restrito a no
máximo 5% da carga ferrosa, pois quantidades superiores torna a operação do
alto-forno instável. Esta instabilidade é geralmente atribuída à perda de resistência
dos aglomerados em temperaturas elevadas devido à dissociação do cimento
hidratado.
2.9.2.1. Mecanismos de aglomeração com cimento pela hidratação
Cimento Portland é a denominação convencionada mundialmente para o
material usualmente conhecido na construção civil como cimento. O cimento
portland é um pó fino com propriedades aglomerantes, aglutinantes ou ligantes,
que endurece sob ação da água. Depois de endurecido, mesmo que seja
novamente submetido à ação da água, o cimento portland não se decompõe mais.
Segundo a definição de cimento Portland, tem-se que o mesmo é
constituído, principalmente, de material calcário (CaCO3), como a pedra calcária
comum e de óxido de alumínio (Al2O3), conhecido como alumina, e de dióxido de
silício (SiO2) conhecido como sílica, sendo que estes materiais calcários são
encontrados sob a forma de argila.
O processo de fabricação do cimento Portland consiste, essencialmente, na
mistura de matérias-primas que contenha, em proporções convenientes, seus
constituintes finamente pulverizados e homogeneizados, que depois são
submetidos à ação do calor em forno rotativo, até a temperatura de fusão (± 1400°
C), que resulta na formação de esferas denominadas clínquer. O clínquer é então
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 61
61
resfriado e moído; adiciona-se um pouco de gesso, com o intuito de retardar o
processo de pega, e o produto final é o cimento Portland comercial.
Existem no Brasil vários tipos de cimento portland, diferentes entre si,
principalmente em função de sua composição. Os principais tipos oferecidos no
mercado, ou seja, os mais empregados nas diversas obras de construção civil são:
• Cimento Portland comum
• Cimento Portland composto
• Cimento Portland de alto-forno
• Cimento Portland pozolânico
Em menor escala são consumidos, seja pela menor oferta, seja pelas
características especiais de aplicação os seguintes tipos de cimento:
• Cimento Portland de alta resistência inicial;
• Cimento Portland resistente aos sulfatos;
• Cimento Portland branco;
• Cimento Portland de baixo calor de hidratação;
• Cimento para poços petrolíferos.
A tabela 7 apresenta a composição dos cimentos Portland comuns e
compostos.
Tabela 7 - Composição dos cimentos Portland (16)
O cimento Portland de alta resistência inicial (CP V-ARI) embora contemplado
pela ABNT como norma separada do cimento Portland comum, é na verdade um
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 62
62
tipo particular deste, que tem a peculiaridade de atingir altas resistências já nos
primeiros dias da aplicação. O desenvolvimento da alta resistência inicial é
conseguido pela utilização de uma dosagem diferente de calcário e argila na
produção do clínquer, bem como pela moagem mais fina do cimento, de modo
que, ao reagir com a água, ele adquira elevadas resistências, com maior
velocidade.
A tabela 8 apresenta a composição desse tipo de cimento.
Tabela 8 - Composição do cimento ARI (16)
A Figura 27 ilustra a evolução média de resistência dos principais tipos de
cimento, com base nos valores experimentais obtidos nos laboratórios da ABCP.
Figura 27 - Evolução média de resistência à compressão dos distintos
tipos de cimento portland (16)
Os constituintes fundamentais do cimento Portland, representados na forma
de óxidos, são a cal (CaO), a sílica (SiO2), a alumina (Al2O3), o óxido de ferro
(Fe2O3). Além de certa proporção de magnésia (MgO) e uma pequena
porcentagem de anidrido sulfúrico (SO3), que é adicionado após a calcinação para
retardar o tempo de pega do produto. Existem ainda, como constituintes menores,
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 63
63
as impurezas, que são: os óxidos de potássio (K2O) e sódio (Na2O), conhecidos
como os álcalis do cimento; o óxido de titânio (TiO2) e outras substâncias de
menor importância, como o óxido de manganês (Mn3O4) e o anidrido fosfórico
(P2O5).
Durante a fabricação de cimento, as matérias-primas calcário, argila, bauxita
e hematita são misturadas e expostas a temperaturas elevadas (da ordem de 1.450°
C) em um forno rotativo, onde é formado o clínquer. Os clínquer é finamente
moído, podendo adicionada uma certa quantidade de cinzas e de gesso. Estas
cinzas são basicamente pozolanas (materiais silicosos ou sílico-aluminosos). O
gesso (CaSO4.2H2O) é frequentemente adicionado para retardar o processo de
endurecimento do cimento. A mistura resultante é o cimento Portland, que
endurece rapidamente na presença de umidade.
Após a fabricação do cimento, os seus constituintes fundamentais
apresentam-se combinados nas seguintes fases:
• Alita, ou silicato tricálcico (3CaO.SiO2, ou C3S)
• Belita, ou silicato dicálcico (2CaO.SiO2, ou C2S),
• Celita, ou aluminato tricálcico (3CaO.Al2O3, ou C3A)
• Ferrita, ou ferro aluminato tetracálcico (4CaO.Al2O3.Fe2O3, ou C4AF)
A tabela 9 apresenta as principais fases que constituem o cimento Portland.
Tabela 9 - Composição do cimento Portland (16)
A alita (C3S) normalmente constitui de 35% e 65% do cimento Portland.
Produz médio calor de hidratação a qual inicia-se em poucas horas contribuindo
para a resistência nas primeiras idades. Reage relativamente rápido com a água, e
é o principal componente para o desenvolvimento da resistência final do cimento.
A belita (C2S) está normalmente presente entre 10% e 40% na composição
do cimento Portland. Reage lentamente com a água porque tem uma estrutura
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 64
64
mais regular, ou seja, mais estável que o C3S. Também contribui para a
resistência do cimento a partir de cerca de 7 dias.
A celita (C3A) está presente entre 0% e 15% na composição do cimento
Portland. Reage rapidamente e libera uma grande quantidade de calor.
A ferrita (C4AF) está presente entre 5% e 15% na composição do cimento
Portland. Reage lentamente com a água e o hidróxido de cálcio formado. A
liberação de calor é mediana
Sabe-se que a belita e a alita são as principais responsáveis por conferir
resistência mecânica ao cimento durante o processo de hidratação. A alita
proporciona o desenvolvimento de resistência nos primeiros instantes, ao passo
que a belita é responsável pela resistência a longo prazo. Variando-se o teor de
alita em relação ao teor de belita, pode-se modificar o tempo de pega e a
resistência inicial do cimento.
2.9.2.1.1. Hidratação de cimento
O termo hidratação consiste na totalidade de mudanças que ocorrem quando
o cimento anidro, ou uma de suas fases constituintes, é misturado com água.
Então, a hidratação do cimento pode ser caracterizada pela sequência de reações
químicas entre os compostos sólidos e a água, levando à reação de “pega” e ao
enrijecimento das misturas cimento-água.
O enrijecimento da pasta de cimento é caracterizado pela hidratação dos
aluminatos, enquanto a evolução da resistência mecânica é determinada pelos
silicatos hidratados. Em outras palavras, em presença de água, os silicatos e os
aluminatos formam produtos de hidratação, que com o decorrer do tempo, dão
origem a uma massa firme e dura, que constitui a pasta de cimento endurecida.
Uma relação cimento/água de cerca de 30 a 50% em peso é geralmente
utilizada para o início do processo de hidratação.
As principais reações esperadas, decorrentes do processo de hidratação do
cimento são dadas abaixo (17)
:
Alita + água
A reação de hidratação da alita produz um composto gelatinoso, silicato de
cálcio hidratado (C-S-H) e hidróxido de cálcio.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 65
65
Belita + água
A reação de hidratação da belita igualmente produz um composto gelatinoso,
silicato de cálcio hidratado (C-S-H) e hidróxido de cálcio em menor quantidade
que na reação anterior.
Processo de carbonatação
O hidróxido de cálcio formado nas reações anteriores reage com o gás
carbônico da atmosfera formando carbonato de cálcio e água.
Celita + gesso + água
A reação de hidratação da celita, na presença de sulfato de cálcio forma a
etringita, composto com formato acicular.
Transformação da etringita em monosulfoaluminato de cálcio
A etringita formada reage com a celita e água e forma monosulfoaluminato de
cálcio.
Ferrita + água + hidróxido de cálcio
A reação de hidratação da ferrita, na presença de hidróxido de cálcio, dá
origem à formação de ferroaluminato de cálcio hidratado.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 66
66
O aumento da resistência e da durabilidade do cimento ao longo do tempo é
um campo de estudos que tem merecido uma pesquisa continuada. Muitos
métodos de espectroscopia têm sido utilizados para o estudo da hidratação do
cimento, porém, a despeito dos estudos realizados até então, admite-se que os
processos de hidratação ainda não estão plenamente entendidos (17)
.
2.9.2.1.2. Desenvolvimento da Microestrutura do Cimento Portland Hidratado
Para o estudo do desenvolvimento da microestrutura em uma pasta de
cimento é conveniente considerar o processo em termos de períodos inicial,
intermediário e final de hidratação. As figuras a seguir ilustram a sequência das
mudanças ocorridas por um típico grão de cimento, de forma esquemática, durante
o processo de hidratação do cimento Portland observado por Scrivener (18, 19)
.
No período inicial, que ocorre durante as três primeiras horas de hidratação,
após a mistura do cimento com água, uma camada gelatinosa ou membrana se
forma sobre a superfície dos grãos anidros (figura 28).
Figura 28 - Grão de cimento anidro
Esta membrana ou camada gelatinosa é provavelmente amorfa, coloidal e
rica em óxido de alumínio (alumina) e óxido de silício (sílica), podendo conter
também porções significativas de óxido de cálcio e sulfato. Em torno de 10
minutos, pequenos bastões de etringita em forma de agulha também são
observados, e estes ocorrem tanto na superfície do grão como distante dele (figura
29).
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 67
67
Figura 29 - Início da hidratação do grão de cimento
Possuem aproximadamente 250 nm de comprimento com 100 nm de
espessura. Eles são provavelmente mais abundantes próximos à superfície dos
aluminatos, mas aparecem na solução como também na superfície externa da
camada de gel.
No período intermediário, que ocorre após 3 h até 24 h de hidratação, cerca
de 30% do cimento encontra-se hidratado. Este período também é caracterizado
pela rápida formação de C-S-H e Ca(OH)2. O Ca(OH)2 forma grandes cristais
dentro dos espaços anteriormente preenchidos pela água. O C-S-H forma uma fina
camada sobre a superfície do grão e que envolve os pequenos bastões de etringita
(figura 30). Uma porção considerável de C-S-H se forma até as 3 h de hidratação,
sendo que após 4 h os grãos encontram-se completamente envolvidos por este C-
S-H formado. A camada de gel cresce em direção a região externa do grão, e em
torno de 12 h apresenta uma espessura de 0,5 a 1,0 μm e assim começa a se
incorporar com os grãos adjacentes.
Figura 30 - Avanço da hidratação do grão de cimento
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 68
68
A figura 31 apresenta a micrografia de uma pasta de cimento hidratado,
mostrando os cristais de hidróxido de cálcio, a camada de silicato de cálcio
hidratado e os bastões de etringita.
Figura 31 - Micrografia de uma pasta de cimento hidratado [20]
Durante o final do período intermediário de hidratação um novo crescimento
de cristais de etringita acontece (figura 32). Estes cristais são notavelmente mais
aciculares do que os cristais formados anteriormente; seus comprimentos estão
entre 1 a 2 μm, mas as vezes podem apresentar comprimentos próximos de 10 μm.
Figura 32 - Fase intermediária da hidratação do grão de cimento
Após as 24 h iniciais de hidratação tem-se o período final de hidratação
(figura 33). Assim, com a diminuição da permeabilidade da membrana ocorrendo,
o C-S-H começa também a se depositar no seu interior como consequência da
hidratação do C3S (alita). Grãos menores de 5 μm reagem completamente após o
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 69
69
fim do período intermediário, e depois que o C-S-H se deposita dentro da
membrana. O produto proveniente da hidratação se expande da parte interna para
fora da membrana e é absorvido pelas membranas adjacentes dos grãos maiores
em contato. Com estes grãos maiores, o espaço entre a membrana e o núcleo é
preenchido e em torno de 7 dias este espaço desaparece; neste estágio, as
membranas possuem espessura de 8 μm e consistem principalmente de material
que foi depositado na sua superfície interior (C-S-H).
Figura 33 - Fase final da hidratação do grão de cimento
Concentrações de SO4 se encontram dentro da membrana como
consequência da hidratação dos aluminatos e assim os monosulfatos se formam
dentro da membrana; a etringita formada inicialmente nesta região vai sendo
substituída pelo monosulfato como resultado da contínua reação de hidratação dos
aluminatos.
Uma amostra pode mostrar a existência tanto de monosulfato dentro da
membrana como de etringita fora dela. Neste estágio, quantidades significantes de
etringita podem persistir; provavelmente este fato se deve pela existência de
material que precipitou na região externa da membrana. Assim, após o
preenchimento dos espaços entre a membrana e o núcleo do grão, o processo de
hidratação se torna lento, em contraste com as primeiras idades de hidratação.
Recentes estudos (21)
demonstraram que a hidratação do cimento envolve um
conjunto de processos químicos associados, cada um dos quais ocorrendo a uma
taxa que é determinada tanto pela da natureza do processo como pelo estado do
sistema naquele instante.
Estes processos recaem em uma das seguintes categorias:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 70
70
Dissolução / dissociação envolve o descolamento de unidades
moleculares a partir da superfície de um sólido em contato com a água.
Difusão descreve o transporte de componentes da solução através da
porosidade da pasta de cimento ou ao longo das superfícies sólidas na
camada de adsorção.
Crescimento envolve as ligações superficiais, ou seja, a incorporação de
moléculas na estrutura cristalina ou amorfa do sólido, dentro da sua
camada de adsorção.
Nucleação significa o início da precipitação de sólidos em superfícies
sólidas de forma heterogênea ou em solução de forma homogênea, quando
a quantidade de energia livre para formação do sólido supera a quantidade
de energia necessária para formação de uma nova interface sólido-líquido.
Complexação significa as reações entre íons simples para a formação de
íons complexos ou moléculas complexas adsorvidas nas superfícies
sólidas.
Adsorção significa o acúmulo de íons ou outras unidades moleculares em
uma interface, tal qual a superfície de uma partícula sólida no seio de um
líquido.
Estes processos podem operar em série, em paralelo, ou em alguma
combinação mais complexa.
2.10. O processo de briquetagem de materiais particulados
O processo de briquetagem é um método de aglomeração sob pressão que
combina flexibilidade na seleção dos materiais e na distribuição granulométrica
destes com custos de operação e instalação atrativos quando comparado com
outros processos.
O conceito básico da briquetagem em prensa de rolos é o esmagamento dos
materiais particulados entre dois rolos que giram em direções opostas. O material
a ser processado entra no sistema de prensagem através de uma moega de
alimentação e é empurrado pela ação da gravidade ou por uma rosca de
alimentação. O material particulado é então submetido a uma elevada pressão na
abertura estreita entre os rolos, que possuem uma ou várias fileiras de cavidades
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 71
71
ao longo de seu perímetro, assumindo a forma da cavidade destes rolos (figura
34).
Figura 34 - lustração esquemática de uma prensa de rolos
Usualmente são consideradas 3 regiões com diferentes comportamentos para
o material alimentado à prensa de rolos (figura 35). São as regiões de entrada,
mordedura e de descarga. O limite entre estas regiões é definido pelas posições
angulares. A região de entrada ou de deslizamento ocorre antes da região de
mordedura ou esmagamento e é caracterizada pelo deslizamento das partículas na
superfície dos rolos. As partículas podem se rearranjar e sofrer de-aeração nesta
região submetida à baixa pressão. O comportamento das partículas nesta região
depende da fricção entre elas e entre os rolos. O início desta região é definido pelo
ângulo de entrada.
A região de mordedura inicia na posição definida como ângulo de
mordedura, onde a velocidade das partículas na superfície dos rolos torna-se igual
à velocidade dos rolos. O material é então esmagado e torna-se mais denso pela
redução do espaço disponível entre os rolos. Nesta região a pressão a que as
partículas são submetidas assume um valor máximo.
A região de descarga inicia quando a abertura entre os rolos se torna maior
novamente. O briquete produzido é então descarregado assumindo a forma das
cavidades dos rolos.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 72
72
Figura 35 - Ilustração das regiões de entrada, mordedura e descarga da
massa a ser aglomerada (12)
2.11. Histórico da briquetagem de resíduos siderúrgicos
Até pelo menos o fim da década de 1980, a questão ambiental não
despertava maiores preocupações na indústria em geral. Os resíduos sólidos de
processo eram simplesmente despejados em aterros, conhecidos como “bota-
foras” (figura 36)
Figura 36 - Bota-fora de uma usina siderúrgica
A partir da década de 1990, devido à progressiva conscientização ambiental
e ao surgimento de uma legislação ambiental mais severa e restritiva, inicialmente
na Europa e nos Estados Unidos, a indústria siderúrgica passou a se preocupar em
evitar a disposição de resíduos sólidos em aterros, sob pena de incorrer em
pesadas multas impostas pelas agências ambientais.
Foi então que surgiram os primeiros esforços no sentido de se evitar a
disposição resíduos em aterros, entre eles os pós e lamas de aciaria. Era o início da
Região de deslizamento
Região de mordedura
Região de descarga
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 73
73
disseminação do conceito de “desenvolvimento sustentável”, estabelecido em1987
pela Comissão Mundial sobre Meio Ambiente da Organização da Nações Unidas
com o documento denominada “Nosso Futuro Comum”, sendo definido como
“aquele que atende às necessidades do presente sem comprometer a possibilidade
de as gerações futuras atenderem às suas próprias necessidades” (22)
.
Para se evitar a disposição dos pós e lamas de aciaria em aterros,
inicialmente, a destinação desenvolvida foi a sinterização, cujo objetivo é a
aglomeração de finos de minério de ferro, sua principal matérias-primas. Como os
pós e lama de aciaria são materiais com granulometria bastante fina e contêm
elevado teor de ferro, usualmente acima de 50%, se adequariam perfeitamente a
esta aplicação. No entanto, com a utilização de sucatas recicladas nos conversores
LD, houve uma elevação do teor de zinco nos pós e lamas de aciaria gerados, uma
vez que parte da sucata reciclada nos conversores LD é revestida com zinco. Este
zinco volatiliza nas condições reinantes no conversor LD e é incorporado ao
material particulado produzido. Com o uso dos pós e lamas de aciaria na
sinterização, o zinco é incorporado ao sínter produzido, que é então carregado no
alto-forno. Com esta medida, passaram a surgir os primeiros problemas de
formação de cascões de zinco nos altos-fornos devido à carga de zinco, pois o
zinco presente no sínter volatiliza durante a descida da carga no alto-forno ao se
aproximar das regiões mais quentes e se junta aos gases ascendentes em
contracorrente com a carga sólida. Com a ascensão dos gases, estes atingem
regiões mais frias onde o zinco se solidifica e adere às paredes do alto-forno,
formando os temidos cascões que “estrangulam” o forno.
Atualmente, a quantidade máxima permitida de zinco na carga do alto-forno
é de 150 gramas por tonelada de metal líquido, a fim de se evitar a formação
destes cascões.
Consequentemente, a limitação da carga de zinco nos altos-fornos restringiu
a utilização de pós e lamas de aciaria na sinterização. A partir desta limitação, a
indústria siderúrgica passou a buscar novas aplicações para os pós e lamas de
aciaria.
Uma importante aplicação desenvolvida a partir da década de 1990 por
algumas usinas siderúrgicas foi a briquetagem de pós e lamas de aciaria para
utilização na própria aciaria como refrigerante do banho de aço líquido em
substituição a outros materiais refrigerantes como a sucata metálica, o ferro
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 74
74
esponja, o minério de ferro na forma de pelotas ou de minério granulado, entre
outros.
As indústrias siderúrgicas europeias e americanas passaram então a
desenvolver, de forma não articulada, seus programas de reciclagem de pós e
lamas de aciaria via briquetagem. Alguns artigos técnicos foram elaborados a
partir da década de 1990 acerca da produção de briquetes de resíduos ferrosos
para reciclagem nos conversores LD (23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30)
.
Nesta rota tecnológica o zinco não apresenta maiores riscos à operação dos
conversores LD. Porém, com a reciclagem destes pós e lamas de forma intensiva e
contínua, o teor de zinco nos pós e lamas tende a se concentrar pois em razão do
baixo ponto de volatilização do zinco, abaixo da temperatura de processo do
conversor LD, dificilmente se incorporado ao aço, mas é oxidado e volatilizado,
sendo capturado pelo sistema de exaustão de gases e incorporado aos materiais
particulados gerados no processo, majoritariamente ferro e seus óxidos. Como os
materiais particulados são briquetados e reciclados no conversor LD, se estabelece
um circuito fechado, que tende a concentrar o conteúdo de zinco nos particulados
capturados, pois o zinco não é expurgado deste sistema fechado.
No caso da siderúrgica austríaca Voest-Alpine, foi desenvolvido um sistema
automático para expurgar os pós de aciaria com teores mais elevados de zinco (25)
.
No Brasil, a única empresa que desenvolveu a tecnologia de briquetagem,
deste este período até a atualidade, foi a Companhia Siderúrgica de Tubarão,
atualmente ArcelorMittal Tubarão, utilizando a lama de aciaria produzida em seus
conversores LD como um dos componentes da mistura de coprodutos a ser
briquetada (30)
.
A despeito dos esforços empreendidos, a adoção da tecnologia de
briquetagem de materiais particulados portadores de ferro não foi devidamente
consolidada por diversos fatores entre os quais destacamos:
Elevado custo de investimento na instalação da planta de briquetagem
Custo operacional elevado com aglomerantes e manutenção da planta
Resistência mecânica dos briquetes inferior à desejada, tornando-os
suscetíveis ao colapso durante as etapas de manuseio, e consequentemente
ineficazes do ponto de vista operacional, com excessiva de geração de
finos
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 75
75
Presença de elementos indesejáveis nos pós e lamas de aciaria
Heterogeneidade na composição dos pós e lamas de aciaria
Ausência de um desenvolvimento tecnológico robusto dos processos de
aglomeração de coprodutos e de suas aplicações
É fato que questões econômicas são preponderantes na consolidação de
novas tecnologias, mas estas devem ser encaradas e avaliadas sob cenários
sustentáveis e não simplesmente com viés de curto prazo. Há que se considerar
que caso não sejam encontradas aplicações satisfatórias para os coprodutos, os
mesmos devem ser destinados em aterros controlados, com custos elevados e
crescentes.
Adicionalmente, os aspectos tecnológicos também podem inviabilizar novas
rotas de produção, caso não tratados de forma adequada. A questão da resistência
mecânica dos briquetes, aliada a aspectos econômicos, tem assumido crucial
importância para a dificuldade na consolidação da tecnologia de briquetagem de
coprodutos siderúrgicos.
Por estas razões, constata-se a ausência de um desenvolvimento tecnológico
mais robusto acerca da aglomeração de materiais particulados provenientes da
indústria siderúrgica.
2.12. A reciclagem de briquetes de coprodutos no conversor LD como material refrigerante
O balanço térmico da produção de aço no conversor LD é controlado
primariamente pela adição de sucata de aço que utilizada como refrigerante do
banho de aço líquido. Entretanto, devido à escassez e elevados custos de sucatas
de aço de boa qualidade que ocorre em determinados momentos e em regiões
específicas, tem havido um direcionamento no sentido de se desenvolver materiais
refrigerantes alternativos para substituição, total ou parcial, da sucata de aço como
refrigerante no conversor LD.
Até então, a escolha de materiais refrigerantes alternativos para uso nos
conversores LD é determinada pela disponibilidade, preço e estratégia operacional
da aciaria LD. Os materiais refrigerantes têm variados efeitos de refrigeração e
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 76
76
influenciam de forma significativa os parâmetros operacionais de sopro de
oxigênio no conversor LD.
Com o propósito de redução do custo e da dependência de sucata de aço de
boa qualidade, diversos materiais refrigerantes tais como minério de ferro
granulado, ferro gusa sólido, pelotas de minério de ferro, ferro esponja e cal têm
sido utilizados em conversores LD.
O efeito de refrigerantes alternativos comparados ao efeito da sucata de aço
e custos comparativos de materiais refrigerantes testados na usina siderúrgica
JSW STEEL sob condições operacionais semelhantes são apresentados na tabela
10 (31)
.
Tabela 10 - Efeito Refrigerante Relativo e Custo Comparativo (31)
Material Refrigerante Efeito refrigerante relativo Índice de custo relativo
Sucata 1,0 1,0
Minério de ferro 3,0 0,2
Ferro-gusa 1,5 – 2,0 0,9
Pelotas 2,5 – 3,5 0,3
Cal 3,0 – 4,0 0,3
Ferro esponja 1,2 – 1,5 0,7
O minério de ferro granulado e as pelotas de minério de ferro são os
substitutos da sucata de aço mais utilizados na indústria siderúrgica como
refrigerantes e fonte de ferro. A grande vantagem dos minérios sobre outros
refrigerantes é a baixa quantidade de elementos residuais, que afetam as
propriedades dos aços, tais como cobre, zinco, enxofre, molibdênio, níquel, etc.
Conforme apresentado, o efeito refrigerante do minério de ferro é cerca de
três vezes superior ao da sucata de aço. Isto ocorre porque a reação de redução do
óxido de ferro presente no minério de ferro é endotérmica, demandando uma
quantidade de energia adicional à de aquecimento do óxido de ferro que é a
energia necessária para redução do óxido de ferro a ferro metálico nas condições
prevalentes no conversor LD. Desta forma, para manutenção do equilíbrio térmico
no conversor LD, quando se utiliza o minério de ferro como refrigerante deve-se
carregar uma quantidade maior de ferro gusa líquido, ou então adicionar uma
quantidade menor de sucata de aço.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 77
77
O minério de ferro usualmente é carregado por meio de silos, logo no início
do sopro de oxigênio, quando o teor de carbono no banho metálico ainda é
elevado e permite a redução do óxido de ferro presente no minério.
As crescentes pressões de ordem econômica e ambiental levaram os
produtores de aço a reciclar nos seus processos os resíduos portadores de óxidos
de ferro gerados nas etapas de produção de aço. A elevação do custo da sucata de
aço, associada aos crescentes custos de destinação ambientalmente adequada de
resíduos em aterros têm tornada atrativa a reciclagem dos resíduos portadores de
ferro nos processos de produção de aço.
Ao longo do processo siderúrgico são gerados diversos resíduos portadores
de óxido de ferro, tais como os pós e lamas de aciaria e alto-forno, as carepas de
laminação e lingotamento contínuos, entre outros. Entre estes, alguns são
utilizados na sinterização, como por exemplo as carepas. Entretanto, devido à
presença de elementos perniciosos em determinados resíduos, não é possível a
utilização da totalidade dos pós, lamas e carepas gerados.
A partir desta limitação, foram então desenvolvidos métodos para utilização
dos resíduos portadores de óxido de ferro no conversor LD, em substituição ao
minério de ferro utilizado.
Um método desenvolvido foi a produção de briquetes de óxidos de ferro
residuais, contendo carepas e pós e lamas de aciaria, para carregamento no
conversor LD como substituto da sucata de aço. Os materiais utilizados são
primeiramente misturados entre si, secados e posteriormente misturados com
aglomerantes na presença de uma certa quantidade de água. Após a adição dos
aglomerantes, a mistura é submetida à pressão para formação dos briquetes, que
usualmente têm o formato de travesseiro (figura 37).
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 78
78
Figura 37 - Briquetes de coprodutos siderúrgicos
Após a prensagem os briquetes são estocados por um determinado período
para secagem e endurecimento. A tabela 11 apresenta uma composição típica de
um briquete produzido a partir de óxidos de ferro residuais.
Tabela 11 - Composição de um briquete de coprodutos siderúrgicos (7)
Composição (%) em peso
Ferro total 55 – 62
Ferro metálico 3 – 5
FeO 38 – 46
Fe2O3 29 – 32
2.13. Tendências tecnológicas
Diante das dificuldades expostas para o total aproveitamento dos coprodutos
gerados pela indústria siderúrgica, assim como a percepção da existência de
oportunidades de se agregar valor aos coprodutos, diversas tecnologias para a
produção de metais ou pré-reduzidos têm sido desenvolvidas, onde destacamos os
processos TECNORED, PRIMUS, FASTMET, HIsmelt, INMETCO e OxyCup.
O processo TECNORED [32] [33], tecnologia genuinamente brasileira, visa
à produção de metal líquido a partir de subprodutos da indústria siderúrgica e de
mineração e finos de carvão ou coque. Os coprodutos são previamente
aglomerados (via briquetagem ou pelotização) e então carregados no forno
TECNORED de autorredução. Durante o desenvolvimento deste processo foi
construída uma unidade semi-industrial onde foram utilizados coprodutos de uma
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 79
79
siderúrgica brasileira integrada para a produção de metal líquido com
características similares à do ferro-gusa produzido em altos-fornos convencionais.
Atualmente encontra-se em fase de testes industriais uma unidade industrial do
forno TECNORED no complexo siderúrgico da Gerdau Aços Especiais, em
Pindamonhangaba, SP, com capacidade de produção de 75.000 t/ano de metal
líquido.
O processo OxyCup (34)
, da mesma forma que o TECNORED, produz metal
líquido a partir de coprodutos aglomerados (tijolos) e cascões de aço recuperados.
Atualmente existe uma unidade industrial em operação com capacidade de
produção de 165.000 t/ano de metal líquido a partir de subprodutos da
ThyssenKrupp Stahl AG, na Alemanha.
Os processos FASTMET (35)
e INMETCO (36)
produzem pré-reduzidos
(DRI) em fornos de soleira rotativa (RHF) a partir de coprodutos aglomerados na
forma de briquetes. O DRI produzido pode ser carregado diretamente na aciaria
ou previamente fundido em fornos elétricos de fusão para fornecimento de metal
líquido à aciaria. Atualmente existem várias três unidades industriais FASTMET
em operação no Japão, sendo duas na Nippon Steel com capacidade de produção
de 200.000 t/ano cada, e uma na Kobe Steel com capacidade de produção de
16.000 t/ano, além de uma unidade INMETCO nos Estados Unidos.
Diferentemente dos processos acima descritos, os processos PRIMUS (37)
e
HIsmelt (38)
utilizam os coprodutos na forma em que são gerados, evitando-se
assim a etapa de aglomeração. O processo PRIMUS consiste num forno vertical
de múltiplas soleiras que utiliza como matérias-primas os finos de minérios,
coprodutos siderúrgicos e finos de carvão para produção de pré-reduzidos (DRI).
Recentemente foi construída uma unidade industrial PRIMUS em Luxemburgo
com capacidade para processar cerca de 80.000 t/ano de subprodutos (39)
.
Já o processo HIsmelt pode utilizar finos de minério, finos de carvão não
coqueificáveis e coprodutos siderúrgicos particulados, que são injetados no reator
de redução e fusão (SRV) para produção de metal líquido. A primeira unidade
industrial, fruto de uma joint-venture entre Rio Tinto, Nucor, Mitsubishi e
Shougang, foi construída na Austrália em 2005, com capacidade de produção de
800.000 t/ano de metal líquido.
Uma tendência tecnológica importante é a aglomeração a frio de materiais
particulados portadores de ferro e carbono, visando a produção de aglomerados
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 80
80
autorredutores ou simplesmente portadores de ferro, para utilização na indústria
siderúrgica diretamente em seus reatores, ou em fornos especializados para
produção de ferro metálico.
O desenvolvimento da tecnologia de aglomeração a frio, de forma robusta,
permitirá o aproveitamento tanto dos finos de minério de ferro rejeitados na
mineração (ultrafinos) como dos materiais particulados portadores de ferro
provenientes da indústria siderúrgica (coprodutos).
Assim, a tecnologia de aglomeração frio apresenta-se como um importante
instrumento para o sucesso e consolidação de tecnologias que utilizam os
aglomerados portadores de ferro e carbono em seus processos de redução, dentre
elas o processo TECNORED.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 81
81
3. Materiais e métodos
3.1.Caracterização do Pó de Aciaria
O pó de aciaria do sistema de despoeiramento primário da usina siderúrgica
em questão é caracterizado com frequência semanal, uma vez que foi planejada a
sua utilização na sinterização. Inicialmente houve um planejamento de utilização
de 100% da geração do pó de aciaria primário na sinterização, embora existam
conhecidas limitações para esta aplicação, como por exemplo os teores de zinco e
álcalis. Nesta usina, foi construída uma planta de blendagem de coprodutos, onde
os coprodutos portadores de ferro são misturados para utilização na sinterização
em substituição ao sinter feed (finos de minério de ferro), na condição de uma
mistura ferrosa de coprodutos.
No entanto, a utilização da totalidade da geração do pó de aciaria primário
desta usina, independentemente de outras limitações, não foi possível em razão do
elevado teor de cal livre contido no pó de aciaria. A cal livre, em geral, não
apresenta aspectos deletérios para o sínter a ser produzido; pelo contrário, é
benéfica, pois contribui para a elevação da basicidade do leito de sinterização.
Porém, a cal livre em contato com a água se hidrata, o que acarreta o
endurecimento do pó de aciaria e por consequência da mistura ferrosa,
principalmente quando armazenada no silo de alimentação da sinterização, de
onde é carregada para o leito de sinterização. Este endurecimento impossibilita o
escoamento da mistura ferrosa através do silo e causa a interrupção do seu
abastecimento para o leito de sinterização.
Desta forma, em função do alto teor de cal livre no pó de aciaria, fez-se
necessário a redução da quantidade de pó de aciaria adicionada na mistura ferrosa,
para que então o teor de cal livre da mistura ferrosa decrescesse
proporcionalmente. Assim, mediante uma série de experimentos práticos, chegou-
se a uma quantidade máxima de pó de aciaria na mistura ferrosa equivalente a
20% do total. Como a previsão inicial era de 40% de pó de aciaria na mistura
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 82
82
ferrosa, cerca de 50% da geração passou a ser acumulada visando uma posterior
aplicação em outros processos da usina siderúrgica.
O presente trabalho visa então suportar o desenvolvimento da fabricação de
briquetes ferrosos, utilizando como matéria-prima o pó de aciaria excedente, para
utilização no conversor LD, na condição de agente refrigerante do banho de aço
líquido, em substituição às pelotas de minério de ferro.
Segue abaixo a caracterização do pó de aciaria, referente a um período de
amostragem de seis meses de geração, com análises semanais realizadas com
material proveniente dos dois conversores LD da aciaria. As análises químicas e
granulométricas foram realizadas no laboratório de análises químicas da usina em
foco.
Tabela 12 - Análise química média do pó de aciaria
Tabela 13 - Distribuição granulométrica média do pó de aciaria
3.1.1. Cal livre contida no pó de aciaria
Considerando que o pó de aciaria á composto de material particulado
ejetado do conversor LD, os principais compostos são ferro metálico, óxidos de
ferro, escória e cal virgem, que é adicionada para formação da escória. A
basicidade binária da escória de conversor LD da usina é em média 4. Basicidade
PO DESP PRIMARIO
GROSSO - ACIARIAFe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn
MÉDIA (%) 61,40 47,45 2,85 0,23 20,12 5,99 0,15 0,20 1,08 0,06 0,34
DESVIO PADRÃO (%) 7,88 9,99 1,46 0,15 4,71 1,75 0,06 0,07 0,59 0,04 0,31
PO DESP PRIMARIO
FINO - ACIARIAFe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn
MÉDIA (%) 52,36 17,95 1,93 0,20 16,61 4,93 0,40 0,60 1,49 0,10 0,79
DESVIO PADRÃO (%) 6,06 9,12 0,60 0,18 4,05 1,40 0,14 0,17 3,00 0,04 0,82
PO DESP PRIMARIO
GROSSO - ACIARIA
Retida em
2 mm
Retida em
1 mm
Retida em
0,355 mm
Retida em
0,125 mm
Retida em
0,045 mm Fundo
MÉDIA (%) 2,65 4,92 19,63 36,25 20,50 16,04
DESVIO PADRÃO (%) 3,27 3,07 8,13 15,09 9,81 9,49
PO DESP PRIMARIO FINO
- ACIARIA
Retida em 2
mm
Retida em 1
mm
Retida em
0,355 mm
Retida em
0,125 mm
Retida em
0,045 mm Fundo
MÉDIA (%) 8,62 3,99 8,27 17,10 21,75 40,28
DESVIO PADRÃO (%) 17,73 4,30 4,86 7,68 10,74 19,88
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 83
83
binária é a relação direta entre o teor de cal (CaO) e sílica (SiO2), ou seja (% CaO)
dividido pela (% SiO2).
Assim, considerando que o teor de sílica médio no pó de aciaria fração
grossa é de 2,85% e assumindo que toda a sílica se encontra combinada aos
elementos da escória, a quantidade de cal necessária na escória, para uma
basicidade 4, seria 11,40%. Como, no entanto, o teor de cal total na fração grossa
do pó de aciaria é de 20,12%, por diferença se obtêm um valor teórico de cal livre
de 8,72%, conforme cálculo abaixo.
No caso do pó de aciaria fração fina, o teor de sílica médio é de 1,93%.
Considerando o mesmo raciocínio anterior, para uma basicidade 4, o teor de cal
combinada necessário seria de 7,72%. Como, no entanto, o teor de cal total na
fração fina do pó de aciaria é de 16,61%, por diferença se obtêm um valor teórico
de cal livre de 8,89%, conforme cálculo abaixo.
3.1.2. Procedimento para Estabilização do Pó de Aciaria
Como o pó de aciaria primário, fração grossa, é gerado seco faz-se
necessário sua estabilização volumétrica em razão da presença de cal livre que ao
se hidratar sofre um aumento de volume de 97%, conforme cálculos apresentados
na tabela 14. A estabilização volumétrica do pó de aciaria, anterior à sua
aglomeração, é necessária pois caso não realizada, causaria a ruptura do
aglomerado produzido, em função da expansão volumétrica da cal livre após a
reação de hidratação, uma vez que o processo de aglomeração é realizado na
presença de água.
𝐶𝑎𝑂 + 𝐻20 = 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2
SiO2 2,85%
Basicidade da escória 4
CaO combinada (teórica) 11,40%
CaO total 20,12%
CaO livre (teórica) 8,72%
Pó de aciaria - fração grossa
SiO2 1,93%
Basicidade da escória 4
CaO combinada (teórica) 7,72%
CaO total 16,61%
CaO livre (teórica) 8,89%
Pó de aciaria - fração fina
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 84
84
Tabela 14 - Cálculo da expansão volumétrica da cal livre após sua
hidratação (40)
Em termos práticos, a hidratação do pó de aciaria é realizada adicionando-se
uma quantidade de água 100% acima da estequiométrica, com o objetivo de
hidratar plenamente a cal livre presente na fração grossa do pó de aciaria, e
deixando-se a amostra armazenada por um período mínimo de quatro dias a fim
de se garantir que a reação de hidratação ocorra por completo. Os cálculos
consideram de os óxidos de cálcio e magnésio encontram-se livres e passíveis de
hidratação.
A tabela 15 apresenta o cálculo da quantidade suficiente de água a ser
utilizada para a reação de hidratação da cal livre, chegando-se a um valor de 322g
de água para 2 kg de pó grosso de aciaria e 238g de água para 2 kg do pó fino,
considerando-se, conforme mencionado no parágrafo anterior, 100% de excesso
de água para hidratação da totalidade dos óxidos de cal e magnésio presentes.
Tabela 15 - Cálculo da água requerida para hidratação da cal livre
contida no pó de aciaria
CaO Calcium oxide 1305-78-8
56,079 g/ mol
Density
solid 3,340
g/ cm3
Ca(OH)2 Calcium hydroxide 1305-62-0
CaH2O2 74,095 g/ mol
Density
solid 2,240
g/ cm3
Massa específica CaO 0,060 mol/cm³ 97% expansão
Massa específica Ca(OH)2 0,030 mol/cm³
Volume molar CaO 16,790 cm³/mol 97% expansão
Volume molar Ca(OH)2 33,078 cm³/mol
Massa da amostra de pó de aciaria seca Massa da amostra de pó de aciaria seca Massa molecular
2.000 g 16% 322 g 2.000 g 12% 238 g CaO 56 g/mol
Fração grossa (%) Água req. Água req. Fração fina (%) Água req. Água req. MgO 40 g/mol
CaO 18,42 5,92 8,1% CaO 14,22 4,57 6,0% H2O 18 g/mol H2O
MgO 4,74 2,13 100% MgO 3,09 1,39 100% CaO.H2O 74 g/mol 32%
excesso excesso MgO.H2O 58 g/mol 45%
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 85
85
Após a hidratação as amostras de pó de aciaria são levadas à estufa para
secagem (figura 38), à temperatura de 110 °C por um tempo de uma hora, para
que haja perda apenas de umidade e a água de hidratação seja preservada.
Figura 38 - Estufa elétrica
Para acompanhamento da evolução da reação de hidratação dos pós de
aciaria foi planejado o procedimento na tabela 16.
Tabela 16 - Procedimento para hidratação do pó de aciaria
O presente trabalho prevê a produção de pastilhas produzidas a partir do pó de
aciaria (frações grossa e fina), e com a utilização de aglomerantes, para avaliação
do processo de endurecimento e da resistência mecânica da pastilha após o
período de cura. Para a produção das pastilhas deve-se utilizar o pó de aciaria
Procedimento para avaliação da hidratação do pó de aciaria:1 Separar 2.000 g de pó grosso de aciaria seco.
2 Separar 2.000 g de pó fino de aciaria seco.
3 Adicionar 322 g de água para o pó grosso (100% em excesso).
4 Adicionar 238 g de água para o pó fino (100% em excesso).
5 Misturar o pó grosso com a água e fracionar em 10 amostras iguais, registrando o peso das amostras.
6 Misturar o pó fino com a água e fracionar em 10 amostras iguais, registrando o peso das amostras.
7 Guardar as amostras em local protegido (seco) que permita evaporação.
9 Deixar hidratar as amostras de 1 a 10 dias.
9 Pesar a 1ª amostra de pó grosso após 1 dia, a 2ª após 2 dias e assim sucessivamente até a 10ª amostra.
10 Pesar a 1ª amostra de pó fino após 1 dia, a 2ª após 2 dias e assim sucessivamente até a 10ª amostra.
11 Após a pesagem colocar na estufa uma amostra de pó grosso e a outra de pó fino e medir a umidade de ambas.
12 Verificar o peso final das duas amostras.
13 Repetir o ensaio após a hidratação das amostras até o 10º dia.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 86
86
hidratado, porém seco (sem água livre), para então se adicionar a quantidade exata
de água requerida para cada receita de pastilha a ser produzida e ensaiada.
3.1.3. Análise Térmica Gravimétrica do Pó de Aciaria
Foi previsto neste trabalho a realização de análise térmica gravimétrica, para
avaliação da variação de massa que ocorre no pó de aciaria hidratado a partir do
seu aquecimento.
Análise térmica gravimétrica é a técnica na qual a mudança da massa de
uma substância é medida em função da temperatura enquanto esta é submetida a
uma programação controlada. O equipamento utilizado na análise
termogravimétrica é basicamente constituído por uma microbalança, um forno,
termopares e um sistema de fluxo de gás (figura 39).
Figura 39 - Ilustração detalhada de um equipamento de
termogravimetria
Uma ampla variedade de fornos é disponibilizada pelos fabricantes, sendo
que cada forno opera em uma faixa específica de temperatura, que compreende de
-170°C a 2.800°C. A faixa de temperatura em que o forno pode atuar é
determinada pelos materiais de que são constituídos.
A taxa de aquecimento do forno está, em geral, na faixa de 1°C a 50°C por
minuto. Esta velocidade de variação é controlada pelo programador de
temperatura do forno. Este deve ser capaz de uma programação de temperatura
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 87
87
linear, isto é, a temperatura do forno deve ser diretamente proporcional ao tempo
para várias faixas de temperaturas diferentes.
O termopar é um dispositivo constituído de dois condutores elétricos tendo
duas junções, uma em ponto cuja temperatura deve ser medida, e outra a uma
temperatura conhecida. A temperatura entre as duas junções é determinada pelas
características do material e o potencial elétrico estabelecido.
A balança é um instrumento que permite medidas contínuas da massa da
amostra enquanto a temperatura e/ou o tempo mudam. O termo “termobalança” é
usado para definir um sistema capaz de medir a massa de uma amostra em uma
faixa de temperatura.
O tipo de cadinho utilizado depende da temperatura máxima de exposição,
da natureza química da amostra, da sua quantidade e reatividade. Em função das
características da análise e da amostra a analisar, o material utilizado para
confeccionar o cadinho pode ser de platina, alumina, quartzo ou vidro.
Para a realização desta análise, foi utilizado um analisador térmico
gravimétrico instalado no laboratório da PUC-Rio (figura 40).
Figura 40 - Analisador Térmico SHIMADZU Modelo TGA 51
3.2. Aglomerantes Utilizados
3.2.1. Melaço
O melaço utilizado apresenta as características apresentadas na tabela 17.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 88
88
Tabela 17 - Características do melaço
3.2.2. Cimento ARI
O cimento Portland ARI utilizado apresenta a seguinte composição química
da tabela 18 (42)
:
Tabela 18 - Composição química do cimento ARI
3.3. Ensaios de Aglomeração
Para a realização dos ensaios de aglomeração foram selecionados os
seguintes parâmetros:
Relação pó de aciaria, fração grossa e fração fina
Quantidade de água adicionada
Quantidade de aglomerantes adicionados
Constituinte (%) em massa
FeO 2,27
SiO2 18,56
Al2O3 5,06
MgO 2,58
CaO 60,59
S 0,96
PPC 3,25
Outros 6,73
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 89
89
A relação pó de aciaria fração grossa e fração fina foi selecionada como
parâmetro uma vez que a relação de geração entre os pós de aciaria é de cerca de
30% da fração grossa e 70% da fração fina. No entanto, com base na revisão
bibliográfica realizada, há indicações de que a distribuição granulométrica do pó
de aciaria fração grossa é mais adequada para aglomeração que a fração fina.
Assim resolveu-se determinar se o aumento do teor da fração grossa em relação à
fração fina melhora de fato as condições de aglomeração, resultando em
aglomerados com resistência mecânica mais elevada (tabela 19).
Tabela 19 - Variação da relação de pó de aciaria da mistura
A quantidade de água adicionada é outro importante parâmetro nos
processos de aglomeração, pois melhora as condições de moldagem da massa
sólida e atua como agente aglomerante por si só por influência das forças
capilares, de “Van der Walls” e pela reação química com outros aglomerantes
adicionados. A variação da quantidade de água adicionada é apresentada na tabela
20.
Tabela 20 - Variação da quantidade de água adicionada
No caso de se usar o aglomerante cimento
No caso de se usar o aglomerante melaço
PÓS Código Mínimo MÁXIMO Médio
%
Aciaria FINO F 50 70 60
Aciaria GROSSO G 50 30 40
MATERIAL Código
Mínimo Médio MÁXIMO
%
Água A 2 4 6
Água A 2 3 4
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 90
90
O tipo e quantidade de aglomerantes utilizados usualmente determinam a
qualidade dos aglomerados produzidos e são talvez, os mais importantes
parâmetros nos processos de aglomeração. A tabela 21 apresenta os teores de
aglomerantes utilizados.
Tabela 21 - Variação dos teores de aglomerantes
Conforme informado, para o pó de aciaria utilizado não é necessária a
adição de cal hidratada uma vez que esta já se encontra presente no material a ser
aglomerado.
A determinação do número de amostras necessárias para a obtenção de
resultados representativos referentes às variações dos parâmetros considerados,
para cada tipo de aglomerante, foi calculada conforme a fórmula abaixo.
{ #𝐸𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜𝑠 } = 𝑇𝑟𝑖𝑝𝑙𝑖𝑐𝑎𝑡𝑎𝑠 × (#𝑁í𝑣𝑒𝑖𝑠 #𝑣𝑎𝑟𝑖á𝑣𝑒𝑖𝑠 + 𝐸𝑛𝑠𝑎𝑖𝑜𝑠 𝐼𝑛𝑡𝑒𝑟𝑚𝑒𝑑𝑖á𝑟𝑖𝑜𝑠) =
= 3 × (23 + 1) = 27
Foi então determinada uma quantidade de 9 receitas diferentes de pastilhas,
elaboradas em triplicata, para avaliação da influência dos parâmetros água, teor de
aglomerante e relação pó grosso / pó fino de aciaria.
Receitas das pastilhas:
Caraterísticas
o Diâmetro: 25 mm
o Espessura: 10 mm
o Peso das pastilhas: 12,5 g
MATERIAL Código
Mínimo Médio MÁXIMO
%
Melaço M 2 3 4
Cimento C 2 4 6
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 91
91
Tempo de cura das pastilhas em dias
o 1 – 2 – 3 – 8 – 18 – 28
Total de pastilhas
o 162 pastilhas para o aglomerante cimento
o 162 pastilhas para aglomerante melaço
Ordem dos experimentos:
A ordem dos experimentos vai ser a mesma tanto para o caso do cimento
como para o melaço, mas a receita para cada aglomerante é diferente. As receitas
para cada tipo de aglomerante podem ser vistas na tabela 22.
Tabela 22 - Ordem dos experimentos
Sendo:
A ou a: relação pó de aciaria fração fina / fração grossa
B ou b: teor de aglomerante
C ou c: água adicionada
Nota: letra maiúscula significa teor máximo e minúscula teor mínimo.
A tabela 23 apresenta a receita das pastilhas utilizando-se o cimento como
aglomerante, para as seguintes condições: Pó de aciaria: 50/50%, 70/30%;
Cimento: 2-6%; Água: 2-6%.
Ordem Tratamento
1 aBc
2 Abc
3 aBC
4 i1
5 ABC
6 abc
7 abC
8 AbC
9 ABc
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 92
92
Foi considerada a relação água/cimento de 0,5 necessária para hidratação
do cimento, além da água adicionada para desenvolvimento dos mecanismos de
aglomeração.
Tabela 23 - Receita das pastilhas tendo o cimento como aglomerante
A tabela 24 apresenta a receita das pastilhas utilizando-se o melaço como
aglomerante, para as seguintes condições: Pó de aciaria: 50/50%, 70/30%;
Melaço: 2-4%; Água: 2-4%.
Foi considerada a relação água/melaço de 0,7 necessária para diluição do
melaço, além da água adicionada para desenvolvimento dos mecanismos de
aglomeração.
Tabela 24 - Receita das pastilhas tendo o melaço como aglomerante
c Coletor Cimento Melaço
F G C M A Fino Grosso AF C M moldagem hidra + dilui total
C 50 50 2 0 2 5.938 5.938 0.000 0.250 0.000 0.250 0.125 0.375 12.500
M 50 50 0 2 2 5.975 5.975 0.000 0.000 0.250 0.250 0.050 0.300 12.500
C 70 30 2 0 2 8.313 3.563 0.000 0.250 0.000 0.250 0.125 0.375 12.500
M 70 30 0 2 2 8.365 3.585 0.000 0.000 0.250 0.250 0.050 0.300 12.500
C 50 50 6 0 2 5.563 5.563 0.000 0.750 0.000 0.250 0.375 0.625 12.500
M 50 50 0 6 2 5.675 5.675 0.000 0.000 0.750 0.250 0.150 0.400 12.500
C 70 30 6 0 2 7.788 3.338 0.000 0.750 0.000 0.250 0.375 0.625 12.500
M 70 30 0 6 2 7.945 3.405 0.000 0.000 0.750 0.250 0.150 0.400 12.500
C 50 50 2 0 6 5.688 5.688 0.000 0.250 0.000 0.750 0.125 0.875 12.500
M 50 50 0 2 6 5.725 5.725 0.000 0.000 0.250 0.750 0.050 0.800 12.500
C 70 30 2 0 6 7.963 3.413 0.000 0.250 0.000 0.750 0.125 0.875 12.500
M 70 30 0 2 6 8.015 3.435 0.000 0.000 0.250 0.750 0.050 0.800 12.500
C 50 50 6 0 6 5.313 5.313 0.000 0.750 0.000 0.750 0.375 1.125 12.500
M 50 50 0 6 6 5.425 5.425 0.000 0.000 0.750 0.750 0.150 0.900 12.500
C 70 30 6 0 6 7.438 3.188 0.000 0.750 0.000 0.750 0.375 1.125 12.500
M 70 30 0 6 6 7.595 3.255 0.000 0.000 0.750 0.750 0.150 0.900 12.500
C 60 40 4 0 4 6.750 4.500 0.000 0.500 0.000 0.500 0.250 0.750 12.500
M 60 40 0 4 4 6.840 4.560 0.000 0.000 0.500 0.500 0.100 0.600 12.500
60 40 2 2 4 6.795 4.530 0.000 0.250 0.250 0.500 0.175 0.675 12.500
60 40 2 2 4 6.795 4.530 0.000 0.250 0.250 0.500 0.175 0.675 12.500
Aciaria
n Receitas:
TOTAL
Pó Aglutinante
Dados em gramas
Águab
ABC
i1
i2
Variáveis
Tratamento
abc
C + M
Abc
aBc
ABc
abC
AbC
aBC
a
Gerar receitas (dados em gramas)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 93
93
3.3.1. Preparação das Pastilhas
Para a realização dos ensaios de compressão dos aglomerados faz-se
necessário a preparação de pastilhas aglomeradas com misturas contendo pó de
aciaria (fração fina e fração grossa) e aglomerantes (cimento e melaço) em
diferentes proporções, visando avaliar a resistência mecânica das pastilhas, em
diferentes tempos de cura (1; 2; 3; 8; 18 e 28 dias).
Para a confecção das pastilhas, detalhamos o procedimento a seguir:
I. Seleção dos materiais a serem utilizados: pó de aciaria fração grossa, pó de
aciaria fração fina, aglomerante (melaço ou cimento) e água nas
quantidades estabelecidas na receita (figura 41).
II. Pesagem dos materiais para as receitas das pastilhas. Após a pesagem os
materiais são misturados em um gral de porcelana para a homogeneização
da mistura;
III. Após a mistura e homogeneização a amostra é repartida em alíquotas em
recipientes de vidro e a água é então adicionada conforme o estabelecido
nas receitas.
IV. A mistura com pó de aciaria, aglomerante e água é homogeneizada nos
recipientes de vidro.
V. Cada alíquota corresponde à produção de uma receita de pastilha. A
mistura preparada e pesada é adicionada a uma matriz metálica para
conformação (figura 42).
VI. A matriz metálica é posicionada na prensa hidráulica para produção das
pastilhas, empregando-se uma força de 1 tonelada.
VII. Após a prensagem retira-se a matriz da prensa e assim se obtém a pastilha
para utilização no ensaio de compressão (figura 43).
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 94
94
Figura 41 - Materiais utilizados
São então produzidas 9 diferentes receitas de aglomerados para avaliação da
resistência à compressão ao longo do tempo, com diferentes tempos de cura (1; 2;
3; 8; 18 e 28 dias). Para cada dia de cura são produzidas triplicatas a fim de se
utilizar o valor médio dos resultados dos ensaios de compressão. No total são 27
pastilhas por receita, sendo 9 receitas diferentes para cada aglomerante utilizado,
totalizando 162 pastilhas para cada aglomerante empregado, cimento ou melaço.
Figura 42 - Mistura produzida e matriz metálica
Pó de Aciaria – Fração Fina Pó de Aciaria – Fração Grossa
Melaço Cimento ARI
Mistura produzida Matriz metálica Adição da mistura na
matriz metálica
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 95
95
Figura 43 - Prensa hidráulica e pastilha produzida
3.4. Ensaios de Compressão
O procedimento dos ensaios de compressão foi realizado no equipamento
denominado DEC II, no laboratório da PUC-Rio utilizando-se as pastilhas
produzidas e ensaiadas conforme o tempo de cura planejado. As pastilhas foram
confeccionadas em triplicata para que se obtenha a média como resultado final em
Kgf/pastilha. A figura 44 ilustra as etapas realizadas no ensaio de compressão.
Prensa hidráulica Pastilha produzida
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 96
96
Figura 44 - Prensa hidráulica e pastilha produzida
3.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados
Para previsão do poder refrigerante dos briquetes foram consideradas as
variações de entalpia padrão dos elementos contidos nos briquetes. Foram
consideradas as variações de entalpia padrão referentes ao aquecimento,
transformação de fase e de reação observadas na adição dos briquetes ao banho de
aço líquido com temperatura de cerca de 1.600°C.
O comportamento dos óxidos de ferro presentes nos aglomerados depende
das condições reinantes em cada corrida de aço específica no conversor LD. A
quantidade de óxido de ferro que é reduzida a ferro metálico é função de diversos
parâmetros como momento de adição dos aglomerados (início ou fim do sopro de
oxigênio), pressão parcial de monóxido de carbono, teor de carbono do metal
líquido, atividade do FeO na escória e fatores cinéticos, entre outros, sendo por
isto difícil de se estimar de forma precisa o total de óxido de ferro convertido a
ferro metálico.
Neste trabalho estimou-se que 100% da hematita é convertida a wustita e
que 75% da wustita é convertida a ferro metálico.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 97
97
Os dados termodinâmicos utilizados foram extraídos do programa HSC
CHEMISTRY 6.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 98
98
4. Resultados e discussão
4.1.Caracterização do Pó de Aciaria
A análise química das amostras utilizadas neste trabalho foi realizada no
laboratório de análises químicas da usina siderúrgica, conforme tabela abaixo.
Tabela 25 - Composição química do pó de aciaria
A distribuição granulométrica do pó de aciaria, frações grossa e fina,
encontra-se representada nas figuras 45 e 46 abaixo.
Figura 45 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-grossa
PO DESP PRIMARIO GROSSO - ACIARIA Fe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn
(%) 58,13 42,55 3,12 0,30 18,34 3,16 0,03 0,18 0,64 0.05 0,06
PO DESP PRIMARIO FINO - ACIARIA Fe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn
(%) 58,45 17,55 1,91 0,25 11,31 1,91 0,09 0,40 0,60 0,07 0,07
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 99
99
Figura 46 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-fina
4.2. Estabilização do Pó de Aciaria
O gráfico abaixo (figura 47) descreve o ganho de massa no pó de aciaria,
fração fina, referente à reação de hidratação, uma vez que após o processo de
hidratação as amostras foram secadas e a água residual foi evaporada.
Figura 47 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração fina, pela
hidratação
Ao longo de 10 dias houve um ganho de massa de cerca de 9 gramas,
equivalente a 4,5% da massa seca, havendo alguma oscilação com perdas e
ganhos de massa a partir do quarto dia.
No entanto, se considerarmos o ganho de massa do pó fino de aciaria nos
primeiros 3 dias, pode-se verificar que neste período que o processo é fortemente
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 100
100
linear, com elevado coeficiente de correlação, e ganho de massa de cerca de 4%
(figura 48).
Figura 48 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,
fração fina, nos 3 primeiros dias
O gráfico abaixo (figura 49) descreve o ganho de massa no pó de aciaria,
fração grossa, referente à reação de hidratação, uma vez que após o processo de
hidratação as amostras foram secadas e a água residual foi evaporada.
Figura 49 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração grossa, pela
hidratação
Ao longo de 10 dias houve um ganho de massa de cerca de 8 gramas,
equivalente a 4% da massa seca, havendo alguma oscilação com perdas e ganhos
de massa a partir do terceiro dia.
No entanto, se considerarmos o ganho de massa do pó grosso de aciaria
nos primeiros 3 dias, pode-se verificar que neste período que o processo é
y = -0,1538x2 + 12994x - 3E+08 R² = 0,8205
190,00
195,00
200,00
205,00
210,00
215,00
10/ago 12/ago 14/ago 16/ago 18/ago 20/ago 22/ago
Pó grosso - peso seco (g)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 101
101
fortemente linear, com elevado coeficiente de correlação, e ganho de massa de
cerca de 4% (figura 50).
Figura 50 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,
fração grossa, nos 3 primeiros dias
Conforme apresentado, nos 3 primeiros dias as amostras têm um ganho de
massa linear, chegando a um ganho aproximado de 8 gramas para as frações
grossa e fina do pó de aciaria, equivalente a 4% das amostras.
Após os primeiros dias há uma flutuação no ganho de massa das amostras,
que pode ser atribuída à imprecisão das condições experimentais, ou a outras
reações associadas, tais como a oxidação do ferro metálico contido no pó de
aciaria.
Considerando que o teor de cal livre nos pós de aciaria é de cerca de 8,8%
(estimado – vide capítulo 3.1.1), a quantidade de cal livre nas amostras de 200
gramas de pó de aciaria é de cerca de 17,6 gramas.
Considerando a reação de hidratação abaixo, o ganho de massa da amostra
devido à reação de hidratação pode ser calculado:
𝐶𝑎𝑂 + 𝐻20 = 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2
O quadro abaixo apresenta as massas atômicas dos elementos e
substâncias presentes na reação de hidratação da cal livre.
y = 2,588x - 109083 R² = 0,999
190,00
195,00
200,00
205,00
210,00
10/ago 11/ago 12/ago 13/ago 14/ago 15/ago
Pó grosso - peso seco (g)
Ca = 40,078 g/mol
O = 15,999 g/mol
H = 1,008 g/mol
CaO = 56,077 g/mol
H2O = 18,015 g/mol
Ca(OH)2 = 74,093 g/mol
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 102
102
Considerando que o teor de cal livre estimado das amostras é de 8,8%, ou
17,6 gramas por amostra, a quantidade de água requerida para a reação de
hidratação nas amostras de 200 gramas de pó de aciaria seria de 5,65 gramas,
cerca de 3% da massa seca.
Número de moles de CaO = 0,3139 = número de moles de H2O
Massa de H2O = 0,3139 * 18,015 = 5,65 gramas
O ganho de massa teórico é inferior ao ganho percebido nos ensaios de
estabilização do pó de aciaria, de aproximadamente 8 gramas. Uma explicação
possível é que a quantidade de cal livre no pó de aciaria pode ser superior à
estimada, quando se supôs que toda sílica presente nos pós de aciaria estaria
combinada com a cal, formando uma escória com basicidade 4, o que pode não
ser realidade.
Pode-se supor também que parte da sílica não esteja combinada ou ainda, que
a basicidade da escória formada seja inferior a 4, aumentando-se o teor de cal
ativa. Assim, haveria uma quantidade maior de cal livre disponível para a reação
de hidratação, do que aquela calculada.
Outra possibilidade é a presença de óxido de magnésio livre no pó de aciaria,
que demandaria uma quantidade de água adicional para sua hidratação. Caso haja
2% de óxido de magnésio livre, haveria uma demanda de cerca de 1,8 gramas de
água para sua hidratação, que somada às 5,6 gramas de água referentes à cal livre
estimada, atingiria o valor de 7,4 gramas de água, quantidade muito próxima das 8
gramas obtidas nos ensaios,
Com base no ganho de massa de aproximadamente 8 gramas devido à reação
de hidratação, fazendo a conta inversa, podemos considerar que o teor de cal livre
(cal ativa) no pó de aciaria, em ambas frações, é de cerca de 12%. Vale lembrar
que parte da água requerida para hidratação, conforme mencionado, pode ser
função do óxido de magnésio presente, embora o mesmo se apresente com valores
bem mais baixos que a cal.
Esta suposição pode ser avaliada através da realização de ensaios
termogravimétricos nos pós de aciaria hidratados.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 103
103
4.3. Análise Térmica Gravimétrica (TGA) do Pó de Aciaria Hidratado
A análise térmica gravimétrica foi realizada no laboratório da PUC-Rio,
tendo sido utilizados os seguintes equipamentos e instrumentos:
Analisador Termogravimétrico
Balança analítica com precisão de 0.001 g.
Pinça metálica
A fim de se avaliar o comportamento gravimétrico dos pós de aciaria com
a elevação de temperatura foram realizados ensaios termogravimétricos com o pó
de aciaria hidratado, em ambas frações, grossa e fina.
Conforme o ensaio termogravimétrico apresentado (figura 51), há uma
perda de massa de aproximadamente 2 miligramas no pó de aciaria, fração grossa,
equivalente a cerca de 4% da massa da amostra, desde a temperatura ambiente até
uma temperatura próxima a 850 °C. Esta perda de massa é compatível com o
ganho de massa observado durante o processo de hidratação do pó de aciaria.
A partir de 850 °C há uma reversão na alteração de massa da amostra,
ocorrendo então um ganho de massa, que pode ser atribuído a reações de oxidação
do ferro metálico contido no pó de aciaria.
Figura 51 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração grossa
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 104
104
Conforme ensaio termogravimétrico apresentado (figura 52), há uma perda
de massa de aproximadamente 6 miligramas no pó de aciaria, fração fina,
equivalente a cerca de 6 % da massa da amostra, desde a temperatura ambiente até
uma temperatura próxima a 800 °C. Esta perda de massa é superior ao ganho de
massa do pó de aciaria, fração fina, obtido no ensaio de hidratação apresentado
anteriormente. Esta perda de massa pode estar relacionada ao processo de
calcinação do hidróxido de cálcio e, adicionalmente, à perda de água higroscópica
presente na fração fina do pó de aciaria, além de outras reações de decomposição
dos componentes da amostra.
Já, a partir de 800 °C há um ganho de massa da amostra que também pode
ser atribuído a reações de oxidação do ferro metálico contido no pó de aciaria.
Figura 52 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração fina
4.4. Ensaios de Compressão
Conforme já mencionado os ensaios de compressão foram realizados no
equipamento denominado DEC II utilizando-se as pastilhas produzidas e
ensaiadas conforme o tempo de cura planejado. As pastilhas foram
confeccionadas em triplicata e então ensaiadas. Os resultados são apresentados a
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 105
105
seguir, sendo observada a média das três pastilhas como resultado final em
kgf/pastilha.
A seguir apresentamos as receitas das pastilhas utilizadas nos ensaios de
compressão.
4.4.1. Testes utilizando-se o cimento como aglomerante
A tabela 26 apresenta a relação água/cimento das misturas e os teores de
aglomerante e água utilizados.
Tabela 26 - Teores de água e aglomerantes utilizados
A tabela 27 apresenta as receitas das pastilhas a serem avaliadas nos ensaios de
compressão.
Tabela 27 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria
A tabela 28 apresenta os resultados dos ensaios de compressão onde o
cimento foi utilizado como aglomerante.
Cimentomínimo
Máximoa/c = 0.5
Condições Descrição
Residuos (A - a) , Cimento (B - b) , Água (C - c)
a - b - c
A - B - C2 - 6 %
2 - 6 %
Água
Fino Grosso Cimento Agua
aBc 50 50 6 2
Abc 70 30 2 2
aBC 50 50 6 6
I1 60 40 4 4
ABC 70 30 6 6
abc 50 50 2 2
abC 50 50 2 6
AbC 70 30 2 6
ABc 70 30 6 2
TratamentoProporções
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 106
106
Tabela 28 - Resultado dos ensaios de compressão
O gráfico a seguir (figura 53) ilustra os resultados dos ensaios de compressão, os
referentes à tabela 28.
Figura 53 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de
compressão
n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media
aBc 6,7 8,0 8,1 7,6 6,1 7,1 6,8 6,7 8,7 8,4 8,8 8,6
Abc 5,0 4,7 4,8 4,8 8,6 9,4 10,2 9,4 8,5 8,7 9,8 9,0
aBC 8,5 7,2 7,7 7,8 11,1 10,7 9,7 10,5 12,1 10,9 10,7 11,2
I1 4,5 4,8 4,4 4,6 8,1 8,8 8,9 8,6 11,0 10,1 9,6 10,2
ABC 5,5 6,7 6,3 6,2 9,4 8,6 8,0 8,7 8,6 7,8 9,2 8,5
abc 4,3 5,0 5,0 4,8 5,4 6,1 7,0 6,2 6,5 6,9 6,0 6,5
abC 5,3 5,3 4,0 4,9 5,5 6,5 6,7 6,2 6,5 6,9 7,3 6,9
AbC 6,0 5,7 4,7 5,5 6,1 4,8 4,8 5,2 5,3 6,9 5,7 6,0
ABc 4,6 4,4 5,8 4,9 7,8 7,1 6,7 7,2 7,8 7,6 7,0 7,5
n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media
aBc 13,8 12,8 14,2 13,6 18,6 18,6 19,5 18,9 24,5 24,8 26,0 25,1
Abc 12,4 11,2 11,9 11,8 16,6 16,1 16,8 16,5 18,6 17,0 17,6 17,7
aBC 14,2 13,5 13,8 13,8 19,5 20,6 19,7 19,9 26,9 28,2 26,9 27,3
I1 10,9 11,9 10,3 11,0 20,1 19,1 18,6 19,3 24,7 24,5 26,0 25,1
ABC 12,4 11,0 11,9 11,8 18,1 19,2 17,8 18,4 23,4 23,0 24,3 23,6
abc 10,4 9,5 8,8 9,6 15,0 14,3 14,8 14,7 21,5 20,3 21,3 21,0
abC 10,3 9,3 10,9 10,2 18,0 16,8 17,3 17,4 22,0 22,4 20,8 21,7
AbC 8,6 7,8 9,1 8,5 18,3 16,8 17,6 17,6 21,6 23,0 23,0 22,5
ABc 11,2 11,7 10,3 11,1 15,0 14,7 16,0 15,2 23,4 25,0 24,5 24,3
Tratamento
Cura 8 dias Cura 18 dias Cura 28 dias
Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)
Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)Tratamento
Cura 1 dia Cura 2 dias Cura 3 dias
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 107
107
Com base nos resultados apresentados, pode-se afirmar que em geral, a
receita que apresenta os melhores resultados é aquela com 50% de pó grosso e
valores máximos de cimento e água (6% cada).
No entanto, para um melhor entendimento acerca dos resultados obtidos
com os parâmetros selecionados procedemos então à análise dos resultados
mantendo-se dois parâmetros constantes e um parâmetro variável.
4.4.1.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas o parâmetro água:
i) Mantendo-se pó de aciaria e o cimento no mínimo
ii) Mantendo-se pó de aciaria e o cimento no máximo
Pode-se observar que a variação da quantidade de água utilizada não altera
de forma significativa a resistência mecânica das pastilhas, sendo que o melhor
resultado ocorreu com os valores intermediários.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 108
108
4.4.1.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de pó de aciaria
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas a relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria:
i) Mantendo-se a água e o cimento no mínimo
ii) Mantendo-se a água e o cimento no máximo
Pode-se observar que os melhores resultados são obtidos com teores mais
elevados do pó de aciaria, fração grossa (50%).
4.4.1.3. Análise variando-se a quantidade de cimento adicionado
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas o parâmetro cimento:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 109
109
i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo
ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo
Pode-se observar que em geral, os melhores resultados ocorrem com o teor de
cimento no nível intermediário.
4.4.1.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o cimento como aglomerante
O aumento da quantidade de cimento adicionado, em geral, eleva a
resistência mecânica das pastilhas. Porém, os valores intermediários apresentaram
também apresentaram bons resultados. O pior resultado foi com o cimento no
mínimo (2%).
Com base nos resultados apresentados, concluímos que a adição de
cimento acima de 4% não contribui significativamente para o aumento da
resistência mecânica das pastilhas.
Os resultados também mostram que a resistência mecânica das pastilhas
aumenta ao longo dos 28 dias de cura, de acordo com o preconizado nos manuais
de utilização do cimento Portland.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 110
110
Confirma-se também a premissa inicial de que o aumento da participação
da fração fina de pó de aciaria na mistura a ser aglomerada contribui para a
redução na resistência mecânica das pastilhas.
4.4.2. Testes utilizando-se o melaço como aglomerante
A tabela 29 apresenta a relação água/melaço das misturas e os teores de
aglomerante e água utilizados.
Tabela 29 - Teores de água e aglomerantes utilizados
A tabela 30 apresenta as receitas das pastilhas a serem avaliadas nos
ensaios de compressão.
Tabela 30 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria
A tabela 31 apresenta os resultados dos ensaios de compressão onde o
melaço foi utilizado como aglomerante.
Melaço
Condições Descrição
Residuos (A - a) , Melaço (B - b) , Àgua (C - c)
a - b - c
A - B - C2 - 4 %
2 - 4 %
Água
mínimo
Máximoa/m = 0.7
Fino Grosso Melaço Agua
aBc 50 50 4 2
Abc 70 30 2 2
aBC 50 50 4 4
I1 60 40 3 3
ABC 70 30 4 4
abc 50 50 2 2
abC 50 50 2 4
AbC 70 30 2 4
ABc 70 30 4 2
TratamentoProporcões
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 111
111
Tabela 31 - Ensaios de compressão com melaço
O gráfico a seguir (figura 54) ilustra os resultados dos ensaios de compressão, os
referentes à tabela 31.
Figura 54 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de
compressão
n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media
aBc 6,4 6,1 6,2 6,2 6,1 6,0 5,8 6,0 10,0 9,8 9,0 9,6
Abc 3,2 3,6 3,4 3,4 6,0 6,2 5,0 5,7 5,4 5,1 6,6 5,7
aBC 8,3 7,9 8,0 8,1 11,8 10,2 10,6 10,9 17,4 17,0 18,0 17,5
I1 3,9 5,1 4,8 4,6 6,8 7,8 6,3 7,0 9,6 8,7 8,3 8,9
ABC 6,9 7,7 8,2 7,6 10,1 9,3 8,6 9,3 16,2 15,2 16,8 16,1
abc 2,3 2,9 2,5 2,6 3,6 3,0 3,6 3,4 7,0 8,0 6,4 7,1
abC 4,9 5,2 3,8 4,6 6,7 6,8 7,8 7,1 8,3 8,1 9,2 8,5
AbC 4,0 4,3 3,6 4,0 4,4 4,7 5,9 5,0 7,2 6,6 6,5 6,8
ABc 4,3 4,6 5,6 4,8 6,2 6,3 7,0 6,5 8,6 8,6 9,5 8,9
n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media
aBc 16,7 15,7 16,0 16,1 14,6 15,5 15,4 15,2 10,0 10,1 10,6 10,2
Abc 12,1 11,5 10,8 11,5 9,8 10,1 8,8 9,6 9,0 9,5 9,0 9,2
aBC 21,0 20,8 19,5 20,4 28,8 29,1 29,0 29,0 26,0 27,0 27,2 26,7
I1 14,1 15,6 15,1 14,9 12,9 13,3 13,1 13,1 13,5 13,9 13,2 13,5
ABC 17,8 16,8 17,0 17,2 20,0 19,9 19,7 19,9 18,7 19,3 19,1 19,0
abc 8,6 9,3 8,9 8,9 11,6 10,6 10,1 10,8 8,3 8,5 7,8 8,2
abC 9,8 10,0 11,0 10,3 15,6 14,9 14,1 14,9 11,6 12,7 12,8 12,4
AbC 7,3 7,2 7,3 7,3 12,1 13,0 12,5 12,5 11,3 12,8 11,5 11,9
ABc 12,0 11,8 11,0 11,6 13,6 13,5 15,0 14,0 15,2 14,6 13,6 14,5
Tratamento
Cura 1 dia Cura 2 dias Cura 3 dias
Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)
Tratamento
Cura 8 dias Cura 18 dias Cura 28 dias
Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 112
112
Com base nos resultados apresentados, pode-se afirmar que em geral, a
receita que apresenta os melhores resultados é aquela com 50% de pó grosso e
valores máximos de melaço e água (4% cada).
No entanto, para um melhor entendimento acerca dos resultados obtidos
com os parâmetros selecionados procedemos então à análise dos resultados
mantendo-se dois parâmetros constantes e um parâmetro variável.
4.4.2.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas o parâmetro água.
i) Mantendo-se a água e o melaço no mínimo
ii) Mantendo-se a água e o cimento no máximo
Pode-se observar que o melhor resultado ocorreu com valores máximos de
melaço e água. Porém, com valores mínimos de melaço, a condição intermediária
foi a melhor.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 113
113
4.4.2.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de pó de aciaria
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas a relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria.
i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo
ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo
Pode-se observar que os melhores resultados são obtidos com teores mais
elevados do pó de aciaria, fração grossa. Observa-se também que os resultados
obtidos com melaço e água no máximo são superiores àqueles com melaço e água
no mínimo.
4.4.2.3. Análise variando-se a quantidade de melaço adicionado
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas o parâmetro melaço:
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 114
114
i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo
ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo
Pode-se observar que em geral, os melhores resultados ocorrem com o teor
de melaço no máximo, assim como o teor de água.
4.4.2.4.Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o melaço como aglomerante
O aumento da quantidade de melaço adicionado contribui para a elevação da
resistência mecânica das pastilhas. Os resultados mostram que trabalhos futuros
devem determinar se a elevação do teor de melaço além do utilizado nesta
pesquisa poderiam contribuir para um acréscimo de resistência mecânica das
pastilhas.
Com base nos resultados apresentados, concluímos que a adição de melaço
com valor máximo, da ordem de 4%, proporciona o melhor resultado de
resistência mecânica das pastilhas.
Os resultados também mostram que a resistência mecânica das pastilhas
aumenta ao longo do tempo, estabilizando-se por volta dos 18 dias de cura. Além
deste período não há alteração significativa da resistência mecânica das pastilhas,
pelo contrário, em certos casos decresce.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 115
115
Confirma-se mais uma vez a premissa inicial de que o aumento da
participação da fração fina de pó de aciaria na mistura a ser aglomerada contribui
para a redução na resistência mecânica das pastilhas.
4.4.3.Comparação entre os aglomerantes
A seguir apresentamos algumas comparações entre o desempenho das
pastilhas produzidas referente aos ensaios de compressão para os aglomerantes
utilizados (sistema cal/melaço e cimento), considerando-se os parâmetros água e
teor de aglomerantes otimizados.
Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,
variando-se apenas o parâmetro relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria:
i) Mantendo-se os aglomerantes e a água no máximo e a fração
grossa de pó de aciaria no máximo
Pode-se observar que o melaço é mais eficiente que o cimento desde os
primeiros dias até o 18º dia de cura, sendo que os aglomerantes passam a se
equivaler em desempenho quando atingem 28 dias de cura. Deve-se ressaltar que
o melhor resultado geral foi obtido com o melaço aos 18 dias de cura.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 116
116
ii) Mantendo-se os aglomerantes e a água no máximo e a fração
grossa de pó de aciaria no mínimo
Pode-se observar que o melaço é também mais eficiente que o cimento
desde os primeiros dias até o 18º dia de cura, sendo que o cimento supera o
melaço em desempenho quando atingem 28 dias de cura. Deve-se ressaltar a
importância de resistência inicial dos aglomerados, pois significa uma maior
probabilidade de sobrevivência nas etapas posteriores de manuseio.
4.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados
Com base nas premissas adotadas foram calculados os valores das entalpias
referentes ao aquecimento dos principais componentes do pó de aciaria, da
temperatura ambiente a 1.600°C.
As tabelas 32, 33, 34, 35 e 36 apresentam os cálculos referentes à entalpia
de aquecimento dos principais componentes do pó de aciaria.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 117
117
4.5.1. Ferro metálico
Tabela 32 - Variação de entalpia do ferro metálico da temperatura
ambiente até 1600°C
Entalpia de aquecimento
Cp = 31,87 + -2,23E-02 T + -3,52E+05 T-2 + 4,01E-05 T2
ΔH] = 31,87 T + -1,12E-02 T2 + 3,52E+05 + 1,34E-05 T3
Ti = 298 K T
Tf = 800 K ΔH] = 16.000 + 6.155- + 741- + 6.486 = 15.591
ΔH] = 15.591 J/mol
Cp = 930,6 + -1,45E+00 T + -1,08E+08 T-2 + 6,77E-04 T2
ΔH] = 930,62 T + -7,23E-01 T2 + 1,08E+08 + 2,26E-04 T3
Ti = 800 K T
Tf = 1.042 K ΔH] = 225.211 + 322.137- + 31.283- + 139.713 = 11.504
ΔH] = 11.504 J/mol
Cp = -13469,7 + 1,59E+01 T + 2,92E+09 T-2 + -5,24E-03 T2
ΔH] = -13469,67 T + 7,93E+00 T2 + -2,92E+09 + -1,75E-03 T3
Ti = 1.042 K T
Tf = 1.185 K ΔH] = 1.926.163- + 2.524.983 + 338.277 + 930.593- = 6.503
ΔH] = 6.503 J/mol
Cp = 24,7 + 7,46E-03 T + -1,70E+05 T-2 + 3,68E-07 T2
ΔH] = 24,72 T + 3,73E-03 T2 + 1,70E+05 + 1,23E-07 T3
Ti = 1.185 K T
Tf = 1.667 K ΔH] = 11.913 + 5.130 + 41- + 364 = 17.365
ΔH] = 17.365 J/mol
Cp = -10,6 + 3,09E-02 T + 2,75E+07 T-2 + -3,79E-06 T2
ΔH] = -10,63 T + 1,55E-02 T2 + -2,75E+07 + -1,26E-06 T3
Ti = 1.667 K T
Tf = 1.811 K ΔH] = 1.531- + 7.747 + 1.313 + 1.652- = 5.876
ΔH] = 5.876 J/mol
Cp = 46,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 46,00 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3
Ti = 1.811 K T
Tf = 1.873 K ΔH] = 2.852 + - + - + - = 2.852
ΔH] = 2.852 J/mol
𝐻 𝑒 00
2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 𝑒 10 2
00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 𝑒 11
10 2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 𝑒 1 7
11 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
𝐻 𝑒 1 11
1 7 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
𝐻 𝑒 1 73
1 11 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
Entalpia de aquecimento298 800 15.591 J/mol 279.166 J/kg 67 kcal/kg
800 1042 11.504 J/mol 205.995 J/kg 49 kcal/kg
1042 1185 6.503 J/mol 116.442 J/kg 28 kcal/kg
1185 1667 17.365 J/mol 310.947 J/kg 74 kcal/kg
1667 1811 5.876 J/mol 105.219 J/kg 25 kcal/kg
1811 1873 2.852 J/mol 51.068 J/kg 12 kcal/kg
Entalpia de transformação de faseΔH 1185]TF = 1.013 J/mol 1.013 J/mol 18.136 J/kg 4 kcal/kg
ΔH 1667]TF = 853 J/mol 853 J/mol 15.270 J/kg 4 kcal/kg
ΔH 1811]TF = 13.806 J/mol 13.806 J/mol 247.211 J/kg 59 kcal/kg
ΔH total = 75.363 J/mol 1.349.454 J/kg 322 kcal/kg
T (K)
1185
1667
1811
T (K)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 118
118
Temos então uma variação de entalpia de 322 kcal/kg de ferro metálico
contido nos briquetes.
4.5.2. Hematita
Tabela 33 - Variação de entalpia do óxido de ferro (Fe2O3) da
temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é
reduzido a ferro metálico
Entalpia de aquecimento
Cp = 143,57 + -3,63E-02 T + -3,14E+06 T-2 + 7,18E-05 T2
ΔH] = 143,57 T + -1,82E-02 T2 + 3,14E+06 + 2,39E-05 T3
Ti = 298 K T
Tf = 700 K ΔH] = 57.713 + 7.286- + 6.058- + 7.575 = 51.944
ΔH] = 51.944 J/mol
Cp = 637,8 + -9,64E-01 T + -4,47E+07 T-2 + 5,61E-04 T2
ΔH] = 637,81 T + -4,82E-01 T2 + 4,47E+07 + 1,87E-04 T3
Ti = 700 K T
Tf = 950 K ΔH] = 159.452 + 198.728- + 16.819- + 96.180 = 40.085
ΔH] = 40.085 J/mol
Cp = -2,21E+05 + 2,90E+02 T + 3,79E+10 T-2 + -1,07E-01 T2
ΔH] = -220672,04 T + 1,45E+02 T2 + -3,79E+10 + -3,57E-02 T3
Ti = 950 K T
Tf = 1.050 K ΔH] = 22.067.204- + 29.010.457 + 3.798.781 + 10.727.042- = 14.992
ΔH] = 14.992 J/mol
Cp = 80,2 + 5,60E-02 T + 1,67E+07 T-2 + -1,24E-05 T2
ΔH] = 80,22 T + 2,80E-02 T2 + -1,67E+07 + -4,13E-06 T3
Ti = 1.050 K T
Tf = 1.812 K ΔH] = 61.125 + 61.035 + 6.704 + 19.810- = 109.054
ΔH] = 109.054 J/mol
Cp = 165,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 165,00 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3
Ti = 1.812 K T
Tf = 1.873 K ΔH] = 10.065 + - + - + - = 10.065
ΔH] = 10.065 J/mol
𝐻 𝑒2𝑂3 700
2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 0
700 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
𝐻 10 0
0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
𝐻 1 12
10 0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 1 73
1 12 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
2
Entalpia de aquecimento298 700 51.944 J/mol 325.278 J/kg 78 kcal/kg
700 950 40.085 J/mol 251.012 J/kg 60 kcal/kg
950 1050 14.992 J/mol 93.882 J/kg 22 kcal/kg
1.050 1812 109.054 J/mol 682.900 J/kg 163 kcal/kg
1.812 1873 10.065 J/mol 63.028 J/kg 15 kcal/kg
1.873 J/mol - J/kg kcal/kg
ΔH aquec = 226.140 J/mol 1.416.099 J/kg 338 kcal/kg
T (K)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 119
119
Considerando-se que todo o Fe2O3 é reduzido a FeO e que 75% do FeO é
reduzido a ferro metálico chegamos a uma variação de entalpia de 1.007 kcal/kg
de Fe2O3 contido nos briquetes.
Fe2O3 + Fe = 3FeO Redução a FeO e fusão do FeO
ΔH 1873]R = 74.754 J/mol Fe2O3 K = 353
112 kcal/kg
ΔH FeO]Fusão = 24.058 J/mol FeO
72.174 J/mol Fe2O3
451.957 J/kg Fe2O3
108 kcal/kg Fe2O3
FeO + C = Fe + CO(g) Redução do FeO a Fe
ΔH 1873]R = 133.535 J/mol FeO K = 4419
400.606 J/mol Fe2O3
2.508.610 J/kg Fe2O3
599 kcal/kg Fe2O3
Entalpia de aquecimento ΔH aquec = 226.140 J/mol 1.416.099 J/kg 338 kcal/kg
Entalpia total com redução para FeO ΔH reação = 447.383 J/mol 2.801.530 J/kg 669 kcal/kg Fe2O3
Entalpia total com 75% de redução do FeO pelo carbono ΔH total = 1.007 kcal/kg 75% redução
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 120
120
4.5.3. Wustita
Tabela 34 - Variação de entalpia do óxido de ferro (FeO) da
temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é
reduzido a ferro metálico
Entalpia de aquecimento
Cp = 50,28 + 3,65E-03 T + -1,94E+05 T-2 + 8,23E-06 T2
ΔH] = 50,28 T + 1,83E-03 T2 + 1,94E+05 + 2,74E-06 T3
Ti = 298 K T
Tf = 600 K ΔH] = 15.184 + 495 + 328- + 520 = 15.871
ΔH] = 15.871 J/mol
Cp = 30,8 + 4,62E-02 T + 1,17E+06 T-2 + -1,93E-05 T2
ΔH] = 30,85 T + 2,31E-02 T2 + -1,17E+06 + -6,43E-06 T3
Ti = 600 K T
Tf = 900 K ΔH] = 9.255 + 10.401 + 650 + 3.296- = 17.009
ΔH] = 17.009 J/mol
Cp = 9,04E+01 + -3,80E-02 T + -8,38E+06 T-2 + 1,54E-05 T2
ΔH] = 90,41 T + -1,90E-02 T2 + 8,38E+06 + 5,12E-06 T3
Ti = 900 K T
Tf = 1.300 K ΔH] = 36.163 + 16.729- + 2.865- + 7.515 = 24.084
ΔH] = 24.084 J/mol
Cp = 153,7 + -8,21E-02 T + -3,75E+07 T-2 + 2,20E-05 T2
ΔH] = 153,70 T + -4,10E-02 T2 + 3,75E+07 + 7,33E-06 T3
Ti = 1.300 K T
Tf = 1.650 K ΔH] = 53.794 + 42.364- + 6.116- + 16.812 = 22.126
ΔH] = 22.126 J/mol
Cp = 68,2 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 68,20 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3
Ti = 1.650 K T
Tf = 1.873 K ΔH] = 15.208 + - + - + - = 15.208
ΔH] = 15.208 J/mol
𝐻 𝑒𝑂 00
2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 𝑒𝑂 00
00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
𝐻 1300
00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
𝐻 1 0
1300 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
𝐻 1 73
1 0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
Entalpia de aquecimento298 600 15.871 J/mol 220.908 J/kg 53 kcal/kg
600 900 17.009 J/mol 236.743 J/kg 57 kcal/kg
900 1300 24.084 J/mol 335.219 J/kg 80 kcal/kg
1.300 1650 22.126 J/mol 307.965 J/kg 73 kcal/kg
1.650 1.873 15.208 J/mol 211.679 J/kg 51 kcal/kg
24.058 J/mol FeO 334.853 J/kg 80 kcal/kg
Entalpia total de aquecimento ΔH aquec = 118.357 J/mol 1.647.368 J/kg 393 kcal/kg
T (K)
1650Entalpia de fusão do FeO
Entalpia de reaçãoFeO + C = Fe + CO(g) Reação de redução ΔH reação = 133.535 J/mol FeO 1.858.620 J/kg 444 kcal/kg
Entalpia total com 75% de redução pelo carbono ΔH total = 726 kcal/kg 75%
1873
T (K)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 121
121
Considerando-se que 75% do FeO é reduzido a ferro metálico chegamos a
uma variação de entalpia de 726 kcal/kg de FeO contido nos briquetes.
4.5.4. Cal
Tabela 35 - Variação de entalpia do CaO da temperatura ambiente até
1600°C
Temos então uma variação de entalpia de 344 kcal/kg de CaO contido nos
briquetes.
Entalpia de aquecimento
Cp = 57,75 + -1,08E-02 T + -1,15E+06 T-2 + 5,33E-06 T2
ΔH] = 57,75 T + -5,39E-03 T2 + 1,15E+06 + 1,78E-06 T3
Ti = 298 K T
Tf = 1.400 K ΔH] = 63.643 + 10.085- + 3.040- + 4.826 = 55.345
ΔH] = 55.345 J/mol
Cp = 20,4 + 2,23E-02 T + 1,38E+07 T-2 + -3,11E-06 T2
ΔH] = 20,39 T + 1,11E-02 T2 + -1,38E+07 + -1,04E-06 T3
Ti = 1400 K T
Tf = 1.873 K ΔH] = 9.646 + 17.234 + 2.497 + 3.973- = 25.403
ΔH] = 25.403 J/mol
𝐻 𝐶𝑎𝑂 1 00
2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
𝐻 𝐶𝑎𝑂 1 73
1 00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
Entalpia de aquecimento298 1400 55.345 J/mol 986.902 J/kg 236 kcal/kg
1400 1873 25.403 J/mol 452.984 J/kg 108 kcal/kg
ΔH aquec = 80.748 J/mol 1.439.887 J/kg 344 kcal/kg
T (K)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 122
122
4.5.5. Silicato dicálcico
Tabela 36 - Variação de entalpia do 2CaO.SiO2 da temperatura
ambiente até 1600°C
Temos então uma variação de entalpia de 439 kcal/kg de 2CaO.SiO2
(reportado como ganga) contido nos briquetes.
Entalpia de aquecimento
Cp = 145,90 + 4,08E-02 T + -2,62E+06 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 145,90 T + 2,04E-02 T2 + 2,62E+06 + 0,00E+00 T3
Ti = 298 K T
Tf = 1.121 K ΔH] = 120.072 + 23.796 + 6.453- + - = 137.416
ΔH] = 137.416 J/mol
Cp = 134,6 + 4,61E-02 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 134,56 T + 2,31E-02 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3
Ti = 1.121 K T
Tf = 1.712 K ΔH] = 79.523 + 38.599 + - + - = 118.123
ΔH] = 118.123 J/mol
Cp = 205,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2
ΔH] = 205,02 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3
Ti = 1.712 K T
Tf = 1.873 K ΔH] = 33.008 + - + - + - = 33.008
ΔH] = 33.008 J/mol
𝐻 2𝐶𝑎𝑂 𝑖𝑂2 1121
2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
2
𝐻 1712
1121 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
2
2
𝐻 1 73
1712 = 𝐶𝑝𝑑𝑇
3
2
Entalpia de aquecimento298 1121 137.416 J/mol 797.801 J/kg 190 kcal/kg
1.121 1712 118.123 J/mol 685.790 J/kg 164 kcal/kg
1.712 1.873 33.008 J/mol 191.634 J/kg 46 kcal/kg
Entalpia de transformação de faseΔH]TF = 13.987 J/mol 13.987 J/mol 81.206 J/kg 19 kcal/kg
ΔH]TF = 14.188 J/mol 14.188 J/mol 82.372 J/kg 20 kcal/kg
Entalpia total ΔH total = 316.721 J/mol 1.838.801 J/kg 439 kcal/kg
T (K)
1.121
1.712
T (K)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 123
123
4.5.6. Variação total de entalpia do pó de aciaria aglomerado
Com base na análise química típica de um determinado tipo de briquete
(tabela 37) de pó de aciaria, chegamos ao cálculo da entalpia total de
aquecimento.
Tabela 37 - Cálculo da entalpia de aquecimento de uma tonelada de
briquete típico de pó de aciaria e de uma tonelada de pelota de minério de
ferro
Considerando a composição estimada do briquete acima, chegamos a uma
variação de entalpia de 616 kcal/kg de briquetes. Comparando-se com pelotas de
minério de ferro, cuja variação de entalpia calculada é de 950 kcal/kg, a relação é
de 649 kg de pelotas por tonelada de briquetes. Comparando-se com o poder
refrigerante de sucatas metálicas (340 kcal/kg), uma tonelada de briquetes
substitui 1.812 kg de sucata metálica.
Comparando-se o poder refrigerante das pelotas de minério de ferro com o
da sucata obtêm-se um efeito refrigerante das pelotas 2,8 vezes superior ao da
sucata metálica, compatível com os valores encontrados por D. Satish Kumar et
al, conforme tabela 10.
1 ton briquete (%)
322 Fe met 17,5 5.636 kcal
726 FeO 11,2 8.130 kcal
1.007 Fe2O3 34,8 35.029 kcal
344 CaO 14,0 4.811 kcal
439 Ganga 18,3 8.015 kcal
- LOI 4,2 - kcal
100,0 61.621 kcal
1 ton pelota (%)
1.007 Fe2O3 90 90.593 kcal
439 Ganga 10 4.391 kcal
94.984 kcal
Relação efeito refrigerante briquetes/sucata 1,8
Relação efeito refrigerante pelotas/sucata 2,8
Relação efeito refrigerante briquetes/pelotas 0,65
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 124
124
4.6. Dados operacionais do efeito refrigerante de pelotas e sucata metálica
Em julho de 2015 foram observadas diversas corridas de aço produzidas no
conversor LD da usina siderúrgica em questão, onde apenas sucata metálica ou
pelotas de minério de ferro foram utilizadas. Em geral, a sucata metálica é o
principal refrigerante no conversor LD, sendo as pelotas um refrigerante
complementar que é utilizado ao longo do processo, após o início do sopro de
oxigênio. No entanto, por questões operacionais, há casos onde apenas um
material refrigerante é utilizado.
Quando há excesso de gusa disponível e é necessário agilizar as corridas de
aço, apenas as pelotas são utilizadas de forma a aumentar o consumo de gusa. Esta
situação é de certa forma frequente. A figura 55 mostra a quantidade de pelotas de
minério de ferro utilizada quando ocorreu apenas o consumo de pelotas ao longo
de julho de 2015.
Figura 55 - Consumo de pelotas no conversor LD, sem utilização de
sucata metálica
A média obtida do consumo de pelotas de minério de ferro é de 57,0 kg por
tonelada de aço. Embora saibamos que o consumo de pelotas é função de diversas
variáveis (observe-se o desvio padrão de 11,0 kg/t aço), tomaremos esta média
para uma comparação com o consumo de sucatas, quando não há consumo de
pelotas.
Ao contrário da situação anterior o consumo exclusivo de sucata metálica
como refrigerante do metal líquido ocorre com pouca frequência, uma vez que as
pelotas são carregadas via silo e utilizadas ao longo do processo de fabricação do
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 125
125
aço, a partir do início do sopro de oxigênio, sendo utilizadas também para o ajuste
fino da temperatura de vazamento do aço.
No entanto em situações de exceção as pelotas não são utilizadas. A figura
56 mostra a quantidade de sucata utilizada em algumas corridas em julho de 2015,
quando não foram utilizadas as pelotas.
Figura 56 - Consumo de sucata metálica no conversor LD, sem
utilização de pelotas
A média obtida do consumo exclusivo de sucata metálica é de 160 kg por
tonelada de aço. Comparando-se as duas situações apresentadas chegamos a um
consumo comparativo de sucata 2,8 vezes maior que o consumo de pelotas,
compatível com os valores apresentados neste estudo.
De forma a validar o estudo comparativo acima, tomaremos os consumos
de sucata metálica e de pelotas de minério de ferro ao longo de julho de 2015
(cerca de 1.000 corridas), quando utilizados em conjunto (tabela 38).
Tabela 38 - Consumo de sucatas e pelotas no conversor LD no período
de 01 a 31 de julho de 2015
Identificação Pelota Gusa Liq. Carga Met. HMR
Consumo de Carga
Sólida e Gusa Líquido(t)
Gusa
Sólido
Sucata
Externa
Sucata
Recuperada
(<80mm)
Sucata
Interna
pesada
Sucata
Recuperada
(>80mm)
TotalGusa Líquido
(t)
Carga Metálica
(t)
Taxa de
Gusa
Líquido (%)
Média (Todas as Corridas) 11,8 3,9 18,2 1,9 7,1 2,5 33,6 337,6 372,1 90,73%
Média (Não vazios) 11,8 6,4 18,3 5,1 7,1 2,5 33,6 337,6 372,1 90,73%
Total 10.886 3.632 16.803 1.754 6.539 2.283 31.010 311.604 343.456
Consumo Médio (Kg/t) 33,8 11,3 52,2 5,5 20,3 7,1 96,4 968,7 1.067,7
Sucata (t)
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 126
126
Encontramos um consumo médio de 33,8 kg de pelotas e de 96,4 kg de
sucatas metálicas por tonelada de aço líquido vazado. Considerando-se um fator
de refrigeração de 2,8 para as pelotas e de 1 para as sucatas metálicas chegamos a
um consumo equivalente de 191,2 kg de sucata metálica equivalente por tonelada
de aço.
Se considerarmos o consumo exclusivo de pelotas no conversor LD, de 57
kg/t aço, e um fator de refrigeração de 2,8, chegamos a um consumo equivalente
de 160 kg de sucata metálica por tonelada de aço, similar ao consumo exclusivo
de sucata metálica, mas inferior aos 191 kg de sucata metálica equivalente,
calculada quando os dois materiais são utilizados conjuntamente, considerando-se
os dados de julho de 2015 (diferença de cerca de 20%).
No entanto, como encontramos um desvio padrão de 11 kg/t no consumo
das pelotas (cerca de 20% da quantidade média consumida), pode-se atribuir esta
discrepância às condições operacionais reinantes em cada corrida.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 127
127
5. Conclusões
Com base nos resultados obtidos ao longo do desenvolvimento deste
trabalho, podemos extrair as seguintes conclusões:
1. Ao se considerar a aglomeração de pó de aciaria para utilização em
processos siderúrgicos e de forma a manter-se a integridade dos
aglomerados nas etapas subsequentes de manuseio e utilização é
imprescindível a estabilização volumétrica do pó de aciaria,
procedendo-se à hidratação da cal virgem contida, quando for o caso.
2. A distribuição granulométrica dos materiais a serem aglomerados
desempenha um papel relevante na resistência mecânica do
aglomerado produzido. Uma distribuição granulométrica mais
equilibrada entre grãos mais grossos e mais finos, tornando a mistura
a ser aglomerada mais densa, contribui para o aumento de resistência
mecânica do aglomerado produzido. Conforme as distribuições
granulométricas apresentadas, a distribuição dos grãos do pó de
aciaria, fração grossa (figura 4.1), cuja curva mais se assemelha à
curva de distribuição normal, se mostra mais adequada à
aglomeração, entre outras razões por permitir uma melhor
acomodação dos grãos. Já a distribuição granulométrica do pó de
aciaria, fração fina (figura 4.2), se mostra menos suscetível à
aglomeração, por ser menos densa e com grande concentração de
grãos na fração abaixo de 45 µm.
3. Foi constatado que os aglomerados produzidos com cimento
adquirem resistência mecânica continuamente ao longo de 28 dias,
elevando-se de 3 a 5 vezes em relação ao primeiro dia de cura,
conforme preconizado nos manuais de utilização de cimento.
Exemplificando, para a receita contendo 50% de pó de aciaria,
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 128
128
fração grossa, com 6% de cimento e 6% de água, a resistência à
compressão da pastilha elevou-se de 7,8 kgf no primeiro dia até 27,3
kgf no 28º dia, aumento de 3,5 vezes.
4. Foi constatado que o sistema melaço e cal adquire resistência
mecânica continuamente ao longo de 18 dias, sendo que em alguns
casos a resistência decresce após 18 dias. A elevação de resistência
desde o primeiro dia até o 18º dia é da ordem de 3 a 4 vezes.
Exemplificando, para a receita contendo 50% de pó de aciaria,
fração grossa, com 4% de melaço e 4% de água, a resistência à
compressão da pastilha elevou-se de 8,1 kgf no primeiro dia até 29,0
kgf no 18º dia, aumento de 3,6 vezes.
5. Foi constatado que o sistema de aglomeração melaço e cal pode ser
tão ou mais eficiente que o cimento, tendo como vantagem, no caso
de aplicações em reatores siderúrgicos, a ausência do incremento na
quantidade de escória a ser gerada, em função dos constituintes do
cimento.
6. Comparando-se os aglomerantes utilizados, na condição mais
otimizada, com cimento (6%) e melaço (4%) no máximo, água no
máximo e fração grossa de pó de aciaria no máximo, constatou-se
que o melaço é mais eficiente que o cimento desde os primeiros dias
até o 18º dia de cura, sendo que os aglomerantes passam a se
equivaler em desempenho quando se atingem 28 dias de cura. Deve-
se ressaltar que o melhor resultado geral foi obtido com o melaço
aos 18 dias de cura.
7. A quantidade de água utilizada no processo de aglomeração também
desempenha um importante papel, devendo ser bem avaliada para
que se obtenha resultados otimizados de resistência mecânica dos
aglomerados produzidos. Com base nos resultados obtidos neste
trabalho, sugerimos a adoção de teores equivalentes de aglomerante
e água e, adicionalmente, no caso do cimento, a adição de 50% de
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 129
129
água de hidratação (relação água/cimento = 0,5) e de 70% de água
de diluição para o melaço (relação água/melaço = 0,7).
8. O cálculo teórico do poder refrigerante dos aglomerados ferrosos
realizado neste trabalho mostrou-se compatível com os dados
operacionais de uma aciaria LD, assim como com dados obtidos na
literatura técnica, podendo ser utilizado para a previsão do poder
refrigerante de aglomerados produzidos a partir de coprodutos
siderúrgicos. Com base nos cálculos realizados neste trabalho, e
considerando as premissas adotadas, obtivemos um poder de
refrigeração de 616 kcal/kg de briquetes de pó de aciaria contendo
cerca de 50% de ferro total. Para pelotas de minério de ferro com
cerca de 63% de ferro total obtivemos um poder refrigerante de 950
kcal/kg. Isto significa que é necessário a adição de cerca de 1,5
toneladas de briquetes para cada tonelada de pelota de minério de
ferro, para se obter o mesmo efeito refrigerante. Considerando que a
sucata tem um poder refrigerante de 340 kcal/kg, o poder
refrigerante dos briquetes é 1,8 vezes superior ao da sucata e o poder
refrigerante das pelotas é 2,8 vezes superior ao da sucata.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 130
130
6. Recomendações
Com base nos resultados obtidos ao longo do desenvolvimento deste
trabalho, podemos sugerir os seguintes trabalhos futuros:
1. Recomenda-se a continuidade deste trabalho, associando-se os
aglomerantes utilizados, cimento e melaço, a fim de se verificar se sua
atuação conjunta potencializa os resultados de resistência mecânica
dos aglomerados produzidos.
2. Recomenda-se a realização de ensaios adicionais com teores mais
elevados de melaço a fim de se verificar se haverá incremento na
resistência mecânica dos aglomerados produzidos.
3. Recomenda-se o desenvolvimento de novos trabalhos utilizando-se
outros tipos de aglomerantes, a fim de compará-los com os
aglomerantes utilizados neste trabalho.
4. Recomenda-se o desenvolvimento de aglomerados autorredutores para
utilização em novas rotas tecnológicas, tais como o processo
TECNORED, ou mesmo visando o aumento do rendimento metálico
do aglomerado quando utilizado em conversores LD.
5. Recomenda-se a produção de aglomerados em escala piloto e semi-
industrial, utilizando-se pressões mais elevadas e geometria diversa da
utilizada neste trabalho, a fim de se avaliar o efeito do aumento de
pressão e também da alteração da geometria nas propriedades
mecânicas dos aglomerados produzidos.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 131
131
6. Por fim, esclarecemos que em continuidade a este trabalho já está
sendo desenvolvida uma tese de doutorado no Departamento de
Engenharia Química e de Materiais (DEQM) da PUC-Rio.
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 132
132
7. Referencias bibliográficas
1. U.S. Geological Survey, Mineral Commodity Summaries, January
2016
2. IABr – Instituto Aços Brasil – Estatísticas
3. WORLDSTEEL Association - SUSTAINABLE STEEL – Policy and
indicators 2015
4. IABr – A Indústria do Aço no Brasil – Encontro da Indústria para a
Sustentabilidade – 2012
5. Best Available Techniques (BAT) Reference Document for Iron
and Steel Production – Industrial Emissions Directive 2010/75/EU
– Integrated Pollution Prevention and Control – European
Commission
6. LEI FEDERAL Nº 12.305, DE 2 DE AGOSTO DE 2010 - Política
Nacional de Resíduos Sólidos
7. AISE Steel Foundation – The Making, Shaping and Treating of
Steel, 11th Edition
8. APUD http://ispatguru.com/wp-content/uploads/2015/03/Cross-
section-of-a-converter-shop.jpg
9. Siderurgia no Brasil 2010-2025 – Centro de Gestão e Estudos
estratégicos (CGEE) – MCT
10. DORONIN, I. E. et al – Properties of Steelmaking Dust and the
Mechanism of its Formation – Metallurgist, Vol. 55 – March 2012
11. Mechanical Process Engineering - Particle Technology
Agglomeration – Dr. W. Hintz/Dr. J. Tomas – 2014
12. Agglomeration Processes – Phenomena, Technologies,
Equipment - Wolfgang Pietsche – 2002
13. Aglomeração – Centro de Tecnologia Mineral – Coordenação de
Processos Minerais – COPM – 2010
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 133
133
14. HALT, J. A. et al – Review of organic binders for iron ore
concentrate agglomeration – MINERALS & METALLURGICAL
PROCESSING – 2014
15. SAH, R. – EFFECTS OF BINDER ON THE PROPERTIES OF
IRON ORE-COAL COMPOSITE PELLETS – Mineral Processing
& Extractive Metallurgy – 2010
16. ABCP – ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE CIMENTO PORTLAND –
GUIA BÁSICO DE UTILIZAÇÃO DO CIMENTO PORTLAND – 2002
17. CHOUDHARY, H.K et al – Observation of phase transformations in
cement during hydration – Construction and Building Materials –
2015
18. SCRIVENER, K.L. et al – Advances in understanding hydration of
Portland cement – Cement and Concrete Research – 2015
19. SCRIVENER, K.L. – Ph. D. Thesis – University of London – 1984
20. KIMBERLY, K. – Portland Cement Hydration – Georgia Institute
of Technology
21. BULLARD, J. W. et al – Mechanisms of cement hydration –
Cement and Concrete Research – 2011
22. Comissão Mundial sobre Meio Ambiente e Desenvolvimento –
Organização das Nações Unidas – Nosso Futuro Comum – 1987
23. D’ALESSIO, G. – Cold Bond Agglomeration of Waste Oxides for
Recycling – Iron & Steelmaker – 1996
24. BALAJEE, S. R. et al – Production and BOF Recycling of Waste
Oxide Briquettes at Inland Steel – ISS 78th Steelmaking
Conference, 1995
25. HEISS, J. et al – Hot Briquetting of LD Dust in the Steel Plant of
VA-Linz
26. HONG, R. et al – Recycling of BOS Waste Gas Dust – BHP Flat
Products
27. REES, M. – The Briquetting Approach Currently Used to
Recycle BOS Plant Sludges at British Steel Port Talbot – Short
Bros. Ltd.
28. DUKELOW, D. A. et al – Use of Waste Oxides in the Great Lakes
BOP – National Steel Corporation
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA
Page 134
134
29. HARRISON, F. W et al – Recycling Dusts and Sludges in the BOF
– Steelmaking Conference Proceedings – 1995
30. DUARTE, J. C. et al – A Utilização de Briquetes de Lama de Aciaria
em Substituição a Sucata na Carga Metálica de Convertedores na
CST – Seminário de Aciaria – ABM – 1996
31. KUMAR, D. S. et al - Coolant strategies for BOF steelmaking –
Ironmaking and Steelmaking – 2008
32. Noldin Júnior, J. H. et al – Recycling of CST By-products by
Tecnored Ironmaking – ABM 2nd International Meeting on
Ironmaking – 2004
33. Noldin Júnior, J. H. et al – ALTERNATIVAS TECNORED PARA A
PRODUÇÃO DE METAL LÍQUIDO – Seminário de Aciaria – 2003
34. APUD – http://www.kuettner.de/e-reststoffe.html
35. APUD – http://www.midrex.com/
36. APUD – http://www.inmetco.com/
37. APUD – http://www.paulwurth.com.br/tecnologia4.htm
38. APUD – http://www.hismelt.com/
39. SOLVI, M. et al – Processo PRIMUS, Primeiros Resultados da
Planta Industrial PRIMOREC – XXXIII Seminário de Redução de
Minério de Ferro e Matérias Primas da ABM
40. SOFTWARE HSC CHEMISTRY 6
41. SRIVASTAVA. U. – SUSTAINABLE IRON MAKING PROCESSES
– MICHIGAN TECHNOLOGICAL UNIVERSITY – PhD Thesis –
2014
42. D’ABREU et al – Contribuição ao Estudo da Aglomeração de Finos
Utilizando Cimento ARI, Cimento AL-61 e Cal Hidratada –
Tecnologia em Metalurgia e Materiais – 2004
DBD
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1412653/CA