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Dissertação de Mestrado ”Construção e simulação de um algoritmo que permita prever os efeitos da injeção de diferentes materiais pulverizados pelas ventaneiras em altos- fornos“ Autor: Marciano Matias Ângelo Orientador: Prof. Paulo Santos Assis Coorientador: Prof. Carlos Frederico Assis Outubro de 2013

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Dissertação de Mestrado

”Construção e simulação de um algoritmo que permita prever os efeitos da injeção de diferentes materiais pulverizados pelas ventaneiras em altos-

fornos“

Autor: Marciano Matias Ângelo

Orientador: Prof. Paulo Santos Assis

Coorientador: Prof. Carlos Frederico Assis

Outubro de 2013

Marciano Matias Ângelo

“Construção e simulação de um algoritmo que permita prever os efeitos da injeção de determinados materiais pulverizados pelas

ventaneiras em altos-fornos”

Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Materiais da REDEMAT, como parte integrante dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Engenharia de Materiais.

Área de concentração: Análise e Seleção de Materiais Orientador: Prof. Paulo Santos Assis Coorientador: Prof. Carlos Frederico Campos de Assis

Ouro Preto, outubro de 2013

i

ii

iii

Agradecimento Agradeço ao Prof. Dr. Paulo Assis, Prof. Ms. Carlos Assis, Prof. Dr. Itavahn Silva, Prof. Dr. Rubén Solé, Prof. Dr. Ricardo Pinheiro, Prof. Dr. Rhelman Queiroz, ao doutorando Ms. Bruno Nazário, aos alunos Henrique Gobbi, Felipe Inácio, Robinson Reis, Eustáquio Baeta, Heric Silva, Andréia Barbosa; REDEMAT, Capes, Fundação Gorceix e VSB.

iv

Aquele que conhece o outro é sábio;

Aquele que conhece a si mesmo é iluminado.

Aquele que vence o outro é forte;

Aquele que vence a si mesmo é poderoso.

Aquele que conhece a alegria é rico.

Aquele que conserva o seu caminho tem vontade.

Lao Tse (Tao Te Ching)

v

Sumário pág. 1 – Introdução ............................................................................................................................. 1 2 – Objetivos .............................................................................................................................. 5

2.1 – Gerais ............................................................................................................................ 5 2.2 – Específicos .................................................................................................................... 5

3 – Revisão bibliográfica ............................................................................................................ 6 3.1 – O alto-forno .................................................................................................................. 6

3.1.1 – Perfil físico ............................................................................................................ 6

3.1.2 – Perfil térmico ........................................................................................................ 7

3.1.3 – Zona de Preparação ............................................................................................... 9

3.1.4 – Zona de Elaboração ............................................................................................ 15

3.1.5 – Matérias primas e produtos ................................................................................. 16 3.1.6 – Reações e evolução da carga .............................................................................. 17 3.1.7 – Considerações sobre balanço de massa .............................................................. 20 3.1.8 – Esboço do balanço de massa da zona de combustão .......................................... 21 3.1.9 – Considerações sobre termodinâmica das reações ............................................... 24 3.1.10 – Considerações sobre balanço térmico ............................................................... 26 3.1.11 – Balanço térmico genérico do alto-forno ........................................................... 27

3.2 – Injeção de carvão pulverizado em altos-fornos – ICP ................................................ 36 3.2.1 – Considerações sobre ICP .................................................................................... 37 3.2.2 – Considerações sobre a combustão do carvão usado na ICP ............................... 39 3.2.3 – Eficiência da combustão do carvão .................................................................... 40 3.2.4 – Taxa de substituição ............................................................................................ 42 3.2.5 – Características do combustível pulverizado e suas respectivas

influências na combustão. ................................................................................... 45 3.2.6 – Condições operacionais do alto-forno e respectivas influências

na queima do combustível pulverizado. .............................................................. 48

3.3 – Biomassa ..................................................................................................................... 56 3.3.1 – Materiais pulverizados passíveis de utilização em ICP’s ................................... 56 3.3.2 – Combustão da biomassa ...................................................................................... 56 3.3.3 – Caracterização da biomassa ................................................................................ 59

3.4 – Simulação computacional ........................................................................................... 61 3.4.1 – Histórico, utilidade e linguagens ........................................................................ 62 3.4.2 – C++ ..................................................................................................................... 62

3.5 – Modelo termoquímico do alto-forno .......................................................................... 64 4 – Metodologia ....................................................................................................................... 68

4.1 – Construção do algoritmo ............................................................................................ 68 4.2 – Cálculo de Temperatura de Chama ............................................................................ 68

4.3 – Cálculo do Consumo de Carvão e da Taxa de Substituição ....................................... 70

4.4 – Cálculo do volume e Composição do Gás de Topo.................................................... 72

4.5 – Análises químicas ....................................................................................................... 74 4.5.1 – Análise Química Elementar ................................................................................ 74

vi

4.5.2 – Análise Química Imediata .................................................................................. 75

4.6 – Simulação ................................................................................................................... 76 5 – Resultados e Discussões ..................................................................................................... 84 6 – Conclusão ........................................................................................................................... 90 7 – Sugestões para trabalhos futuros ........................................................................................ 91 8 – Referências bibliográficas .................................................................................................. 92

vii

Lista de Figuras pág. Figura 1.1 – Distribuição regional dos projetos de geração ...................................................... 2 Figura 3.2 – Esquema das regiões internas do alto-forno mostrando suas zonas ..................... 7 Figura 3.3 – Perfil da temperatura por zona de reação dentro do alto-forno ............................ 8 Figura 3.4 – Zonas de preparação e elaboração dentro do forno .............................................. 9 Figura 3.5 – Redução do minério de ferro na zona de preparação .......................................... 10 Figura 3.6 – Diagrama de equilíbrio Fe-C-O e localização das condições internas do alto-

forno .................................................................................................................. 13 Figura 3.7 – Principais reações químicas que ocorrem na zona de preparação ...................... 14 Figura 3.8 – Esquema da zona de elaboração ......................................................................... 15 Figura 3.9 – Esquema do preparo e injeção de combustível pulverizado pelas ventaneiras... 38 Figura 3.10 – Visão esquemática da preparação e injeção de carvão pulverizado ................. 39 Figura 3.11 – Descrição esquemática da combustão de uma partícula de carvão .................. 40 Figura 3.12 – Desenho esquemático da formação do ninho de pássaro no alto-forno ............ 41 Figura 3.13 – Taxa de substituição em função do poder calorífico do carvão injetado .......... 43 Figura 3.14 – Relação entre consumo de coque e taxa de injeção – taxa de substituição

corrigida metalurgicamente .............................................................................. 43 Figura 3.15 – Relação entre taxa de injeção, taxa de substituição e eficiência de redução na

zona de preparação ........................................................................................... 44 Figura 3.16 – Taxa de substituição em função do poder calorífico do carvão para vários

teores de cinza .................................................................................................. 47 Figura 3.17 – Efeito do carbono e de sua relação com o oxigênio na taxa de substituição. ... 48 Figura 3.18 – Diferentes efeitos da temperatura do ar soprado na eficiência de combustão do

carvão pulverizado ............................................................................................ 49 Figura 3.19 – Efeito do enriquecimento de oxigênio na eficiência de combustão do carvão

pulverizado ....................................................................................................... 50 Figura 3.20 – Panorama dos reflexos do aumento da taxa de injeção de carvão pulverizado 51 Figura 3.21 – Relação entre taxa de substituição e taxa de injeção ........................................ 52 Figura 3.22 – Relação entre o índice de permeabilidade K na parte inferior do alto-forno e a

taxa de injeção de carvão .................................................................................. 53 Figura 3.23 – Variação da temperatura de chama com a temperatura de sopro para várias

taxas de injeção de finos de carvão vegetal ...................................................... 55 Figura 3.24 – Partícula típica de carvão em volatilização ...................................................... 58 Figura 3.25 – Perfil dos índices operacionais calculados pelo modelo ................................... 67 Figura 4.26 – Analisador elementar Thermo Finnigan modelo Flash EA 1112 CHN Series . 75 Figura 4.27 – Plano de trabalho do simulador ........................................................................ 83 Figura 5.28 – Resultados das simulações para a Temperatura de Chama .............................. 85 Figura 5.29 – Resultados das simulações para a Taxa de Substituição .................................. 86 Figura 5.30 – Resultados das simulações para a Consumo de Carvão pelo Topo .................. 87 Figura 5.31 – Resultados das simulações para o Volume de Gás de Topo ............................. 88

Figura 5.32 – Resultados das simulações para a Razão de CO/CO2 no gás de topo .............. 88 Figura 5.33 – Resultados das simulações para a percentagem de H2 no gás de topo ............. 89 Figura 5.34 – Resultados das simulações para a percentagem de H2O no gás de topo .......... 89

viii

Lista de Tabelas Tabela I.1 – Disponibilidade de biomassa ................................................................................ 3 Tabela III.2 – Matérias primas e produtos de um alto-forno típico ........................................ 17 Tabela III.3 – Composição do minério de ferro carregado ..................................................... 27 Tabela III.4 – Composição do gusa produzido ....................................................................... 27 Tabela III.5 – Composição do calcáreo carregado ................................................................. 28 Tabela III.6 – Composição do coque carregado ..................................................................... 28 Tabela III.7 – Composição da escória .................................................................................... 28 Tabela III.8 – Composição do gás de topo ............................................................................. 28 Tabela III.9 – Composição elementar de combustíveis típicos de biomassa ......................... 59 Tabela III.10 – Características técnicas de diferentes tipos de biomassa ............................... 59 Tabela III.11 – Composição dos voláteis de carvões e biomassas ......................................... 60 Tabela III.12 – Propriedades físico-químicas de biomassas combustíveis e do carvão ......... 61 Tabela IV.13 – Composição do carvão vegetal carregado pelo topo ...................................... 76 Tabela IV.14 – Composição da carga mineral carregada pelo topo ....................................... 76 Tabela IV.15 – Composição da poeira do gás de topo ............................................................ 77 Tabela III.16 – Condições de sopro do alto-forno .................................................................. 77 Tabela III.17 – Composição do gusa ...................................................................................... 77 Tabela III.18 – Composição da escória .................................................................................. 78 Tabela III.19 – Variáveis de entrada do algoritmo ................................................................. 79 Tabela III.20 – Variáveis de simulação dos parâmetros de ICP ............................................. 81 Tabela III.21 – Variáveis que recebem valores no algoritmo ................................................. 81 Tabela III.22 – Resultados da análise química elementar ...................................................... 84 Tabela III.23 – Resultados da análise química imediata ........................................................ 84

ix

Lista de Notações

- Teor (%)

- Teor de cinza no carvão pulverizado (%)

- Teor de cinza no pó coletado (%)

- Número de mols de alumina

- Número de mols de

- Número de mols de hidrogênio no gás

- Número de mols de hidrogênio proveniente da água

- Número de mols de nitrogênio

- Número de mols de nitrogênio contido no ar

- Número de mols de nitrogênio no gás

- Número de mols de oxigênio

- Número de mols de oxigênio contido no ar

- Número de mols de oxigênio proveniente da água

- Número de mols de pentóxido de difósforo

- Número de mols de sílica

- Número de mols de carbono

- Número de mols de monóxido de carbono

- Número de mols de monóxido de carbono no gás

- Eficiência de combustão do carvão pulverizado (%)

- Número de mols de óxido de cálcio

- Número de mols de ferro

- Número de mols de óxido de ferro

- Número de mols de vapor de água contido no ar

- Número de mols de óxido de magnésio

- Número de mols de manganês

- Número de mols de óxido de manganês

- Número de mols de fósforo

- Número de mols de silício

- Número de mols dos elementos químicos

H - Variação de entalpia

x

H - Variação de entalpia

∆MC - Massa de carvão vegetal ou coque economizado (Kg/Ton.gusa)

AF - Alto-forno

Bric - Brasil, Rússia, índia e China

CP - Calor específico (cal/molxK)

E - Enriquecimento do ar seco em oxigênio (%)

GAF - Gás de alto-forno

H - Entalpia

ICP - Injeção de Carvão Pulverizado

ISO - Internation Standard Organization

K - Índice de permeabilidade

MCI - Massa de combustível injetado (Kg/ton.gusa)

PCI - Pulverized Coal Injection

PVC - Cloreto de polivinila

T - Temperatura (K)

Tf - Temperatura de fusão (K)

TG - Temperatura do gás (K)

TR - Temperatura de redução (K)

TS - Taxa de substituição

tep - tonelada equivalente de petróleo. Calculam-se os fatores de conversão pela relação entre

o poder calorífico de cada fonte e o poder calorífico do petróleo adotado como referência.

No BEN2003 considera-se: (i) lkWh = 860 kcal, (ii) considera-se os poderes caloríficos

inferiores - PCI para as demais fontes de energia e, (iii) considera-se um petróleo de

referência com PCI de 10000 kcal/kg.

USD - Dólar Americano (United States Dollar)

UU - Umidade do ar (g/Nm3)

VH2O - Volume de vapor de água no ar (Nm3)

VS - Volume de ar seco (Nm3)

VU - Volume de ar úmido injetado (Nm3)

ZC - Zona de combustão

xi

Resumo

Além de uma representativa economia de coque, o desenvolvimento da técnica de ICP em

altos-fornos pode se tornar ainda mais atrativa para as siderúrgicas nos próximos anos. Isto

pois vem sendo estudadas técnicas de utilização de combustíveis alternativos aos carvões

nesses equipamentos, como biomassas, pneus e plásticos. Esses compostos triturados em finas

granulometrias podem ser usados em ICP’s substituindo em parte ou por completo os carvões.

Contudo, ainda não se sabe uma série de influências que esta nova técnica pode provocar nos

altos-fornos. Assim, faz-se a seguir um estudo detalhado do reator em questão, dos

mecanismos que norteam a queima de carvões pulverizados e as características físicas e

químicas de diferentes materiais pulverizados. É levantada uma série de análises de variáveis

de combustíveis que influem em sua queima, bem como os respectivos reflexos de seu uso no

processo de redução. Finalmente, é descrita a elaboração de um algoritmo que efetua o

balanço de massa típico de um alto-forno a carvão vegetal de médio porte e o balanço térmico

da zona de combustão; serão estabelecidas as bases para a simulação de injeção de carvões e

outros materiais orgânicos pulverizados e as condições termodinâmicas, tendo como resultado

uma série de gráfico que mostram os efeitos da crescente injeção desses materiais

pulverizados pelas ventaneiras nos principais parâmetros de controle do alto-forno:

temperatura de chama, consumo de carvão, taxa de substituição e composição do gás de topo.

xii

Abstract

Beyond the representative coke savings, the development of the PCI technical at blast

furnaces can become even more attractive to the steelmakers in the coming years. It because

technical of alternative fuels utilization to replace coals on that equipments have been studied,

such as sugarcane easte, tires and plastics. Once ground to fine particle sizes, this compounds

can be used in PCI’s replacing coals in part or in the whole quantity. However a huge number

of influences of this new technical to the blast furnaces aren’t knew yet. So will be shown

ahead a detailed study of the blast furnace, about the coal burnt process and its different

physical and chemical characteristics. After talking about the coal variables and its influences

on the blast furnace process, will be describled the contruction of an algorithm wich

calculates the mass balance and the combustion zone’s thermal balance of the reactor that

works with charcoal. Will be stabilished the basis for the simulation of the Pulverized

biomass ICP use and after the generation of grafics about balst furnaces control parameters

and the comentarys amongst its tendencies.

1

1 - Introdução

A produção de aço mundial tem aumentado vertiginosamente nos últimos anos. Após sofrer

um certo impacto pela crise mundial do final de 2008, que causou uma pausa na sucessão de

recordes de produção batidos ano após ano, a produção de aço mundial experimenta,

novamente, uma demanda de crescimento sem precedentes, impulsionada principalmente pelo

aquecimento sólido das economias emergentes, com destaque para os Bric – grupo de países

composto por Brasil, Rússia, Índia e China. De fato, podemos observar em nosso dia a dia e

noticiado em toda parte uma jamais vista taxa de crescimento experimentada pelo nosso país,

respaldada por um forte investimento na indústria e na infraestrutura. Tudo isso reflete, de

forma direta, nas indústrias siderúrgicas e, por sua vez, na produção de aço – motor do

crescimento de um país – que experimentará um aumento de demanda nunca antes vista.

Juntamente com este prognóstico positivo de produção para as siderúrgicas, preocupações

prometem fazer parte da cartilha de sucesso cada vez mais. Isto pois podemos observar um

forte movimento dos profissionais da área na busca de inovações tecnológicas e otimização de

processos que deixem suas companhias em condições de brigar por fatias maiores de

mercado. E essa tendência de inovação tecnológica, sempre presente e agora mais ainda em

voga, é reforçada pelos sucessivos aumentos de preços das matérias-primas. Além disso,

órgãos ambientais prometem reforçar a fiscalização e a severidade das penas a quem

desrespeitar as leis, dificultando, por exemplo, a concessão de certificados - como os ISO’s,

que possibilitam colocar os produtos em mercados mais exigentes.

Assim, inovação tecnológica, otimização do consumo de matérias-primas e postura ambiental

engajada são precedentes fundamentais para siderúrgicas que querem se manter firmes nos

próximos anos; inovações que contemplam todos estes fatores são preciosas, então, para um

desenvolvimento processual. Na busca de soluções tecnológicas que conciliem eficiência e

baixo índice de emissões, a utilização da biomassa como combustível tem se mostrado

atrativa tanto por atender aos preceitos mencionados anteriormente quanto pelo seu balanço

próximo a zero com relação à emissão de gases de efeito estufa. Segundo o BEN2006, o

Brasil teve no ano de 2005 uma Oferta Interna de Energia — OIE (toda a energia disponível

para ser transformada, distribuída e consumida nos processos produtivos do país) de 1,13

tep/hab, ficando abaixo da média mundial de 1,65 tep/hab e de países como a Argentina(1,73

tep/hab) e EUA(8,11 tep/hab)[36].

2

Por outro lado quando admensionaliza-se a OIE pelo PIB tem-se um cenário de significativa

necessidade de investimentos no setor energético, pois o Brasil apresenta um índice de 0,33

tep/mil US$, enquanto Argentina, EUA e Japão apresentam índices de 0,27, 0,31 e 0,15. Isso

significa, por exemplo, que a necessidade de investimentos em energia do Japão é pelo menos

a metade da necessidade do Brasil de investimento, em relação ao PIB. Assim cresce a

demanda de pesquisas que viabilizem a utilização das fontes energéticas. Neste cenário o

Ministério de Minas e Energia — MME aprovou no congresso o "Programa de incentivo às

fontes alternativas de energia elétricas — PROINFA", que tem por objetivo diversificar a

matriz energética brasileira valorizando características e potenciais regionais e locais,

reduzindo a emissão de gases de efeito estufa. O PROINFA prevê a inserção de 3.300MW no

Sistema Interligado Nacional - SIN, de fontes renováveis aonde 1.100MW virão de

empreendimentos que utilizem biomassa como combustível [36]. A figura 1.1 apresenta uma

distribuição regional dos projetos de geração, quanto ao tipo de combustível.

Figura 1.1 - Distribuição regional dos projetos de geração,2006[36].

Vê-se neste contexto que havendo a disponibilidade da biomassa como rejeito de processo

produtivo, a utilização desta como combustível para a geração de potência não será somente

3

ambientalmente vantajoso, mas financeiramente atrativo, tendo seus custos de implantação

amparados por leis e acordos nacionais e internacionais.

Resumido na tabela I.1 a seguir está o relatório técnico do Centro de Pesquisas de Energia

Elétrica — CEPEL que apresenta a disponibilidade de resíduos florestais, de culturas

agrícolas, passíveis de serem utilizados como insumo energético. As informações são

necessárias para a avaliação de projetos de Eletrificação Rural com sistemas de geração de

energia elétrica, baseados em biomassa.

Tabela 1.1 – Disponibilidade de biomassa,2008[37].

Produto Produção 2008 (mil.ton)

Fração de Resíduos (%)

Energia nos Resíduos (mil tep)

Arroz 8195 30 861 Café 1734 20 121

Mandioca 10951 110 4216 Soja 23016 240 19333

Milho 28611 130 13018 Castanha de Caju 129154 50 22602

Laranja 10227 11 394 Madeira 3500 50 6125

Total de Energia nos resíduos: 67 milhões de tep= 17GW

Vê-se que a disponibilidade da biomassa combustível no Brasil é abundante, e este cenário

nos leva obrigatoriamente a desenvolver estudos que possam aprimorar processos de

combustão, necessários à conversão da energia presente na biomassa em potência.

Nesse contexto se encaixam os sistemas de injeção de carvão pulverizados - ICP’s. Esses

equipamentos são responsáveis pelo processamento e reaproveitamento dos finos de carvão,

que representam passivo ambiental; mas, principalmente, possibilitam considerável

otimização no consumo de combustíveis – coque em especial, carregado pelo topo dos altos-

fornos.

Nesse sentido, estudos começam a ser desenvolvidos com o intuito de possibilitar a utilização

de diferentes combustíveis pulverizados em ICP’s. Isto pois, além da elevada economia de

combustível sólido carregado pelo topo dos altos-fornos, torna-se possível, com o

reaproveitamento de outros materiais que outrora representavam um grande passivo

ambiental, aumentar o caráter “verde” da empresa, aumentando sua credibilidade junto aos

4

órgãos ambientais fiscalizadores; isto porque ela passa a reciclar materiais que antes eram

grandes poluidores do meio ambiente, como: cascas de alimentos em geral, bagaço de cana,

plásticos, pneus, etc. Além disso e como resultado de grande importância, a empresa torna-se

apta a disponibilizar na bolsa de valores créditos de carbono, valorizando, assim, seu capital.

Contudo, um passo importante que ainda precisa ser dado no sentido do desenvolvimento

tecnológico dito acima é compreender o comportamento e os efeitos que esses diferentes

materiais pulverizados têm no alto-forno. Assim, a compreensão detalhada das mudanças

processuais no alto-forno provocadas pelo uso dos carvões pulverizados em ICP’s nos dias

atuais e a extrapolação desse entendimento para esses diferentes combustíveis pulverizados

passíveis de utilização no sistema apresenta-se de grande interesse e importância. Por isso, no

trabalho a seguir será contextualizada essa nova ideia no que tange às características físicas e

químicas dos materiais em questão, bem como ao alto-forno e sua dinâmica química e

térmica, o equacionamento de seu balanço mássico e térmico, sua programação em linguagem

computacional e a simulação da injeção desses materiais pulverizados, obtendo-se resultados

alinhados com a literatura.

5

2 - Objetivos

2.1 - Gerais

- Construir um algoritmo que permita conhecer os reflexos da injeção de biomassa

pulverizada através de ventaneiras em altos-fornos amparado pelo entendimento das

conseqüências da injeção de carvão pulverizado e das características desses compostos.

2.2 - Específicos

- Desenvolver um entendimento global do processo de redução do alto-forno;

- Identificar as mudanças do processo de redução causadas pela implantação dos sistemas de

ICP.

- Identificar e estudar as características dos carvões pulverizados utilizados pelos sistemas de

ICP e correlacionar essas características com mudanças pontuais do processo;

- Estudar essas mudanças pontuais e seu grau e natureza de interferência no processo global

como: influência no consumo de coque e carvão vegetal, no perfil térmico, no comportamento

da carga e no comportamento dos gases;

- Estudar as características naturais dos carvões como: poder calorífico, teor de voláteis, teor

de cinzas, etc., e comparar com dados característicos de diferentes materiais pulverizados;

dados esses obtidos por ensaios laboratoriais como: análise química, análise química imediata,

etc., realizados nos laboratórios da Escola de Minas da UFOP;

- Analisar os dados resultantes dos ensaios de combustão por injeção de diferentes

combustíveis pulverizados como: taxa de injeção, índice de combustibilidade, etc.

- Estabelecer uma série de correlações entre as características dos materiais pulverizados e as

possíveis causas de seu uso em ICP’s industriais;

- Fazer um estudo do processo de queima de biomassa pulverizada. Estudar as características

físico-químicas dessas substâncias;

- Elaborar um algorítmo que possa prever efeitos da injeção desses materiais pulverizados em

altos-fornos como: temperatura de chama, taxa de substituição, consumo de carvão e

composição do gás de topo;

- Levantar uma série de correlações entre o desempenho dos materiais pulverizados nos altos-

fornos com suas características físicas e químicas, de forma a ampliar o conhecimento do

desempenho de tais materiais em ICP’s.

6

3 - Revisão bibliográfica

3.1 - O alto-forno

O alto-forno atualmente continua sendo o principal equipamento para produção de ferro

primário (ferro-gusa) no mundo, responsável por cerca de 60% do aço produzido

mundialmente[1]. O crescente respaldo à eficiência proporcionada por este reator ao longo dos

anos tem proporcionado, de tempos em tempos, consideráveis avanços tecnológicos à

automação deste equipamento, grandes aumentos em sua capacidade de produção e maior

conhecimento sobre o processo como um todo. A seguir serão feitas considerações sobre o

comportamento físico-químico do reator.

3.1.1 – Perfil Físico

Um aspecto alvo de grande estudo com relação ao alto-forno é a disposição interna da carga

durante o processo. Sua estrutura interna só ficou bem conhecida com as experiências de

dissecação, conduzidas inicialmente pelos russos, em seguida pelos japoneses e

posteriormente pelos alemães. Estas experiências constaram do resfriamento de altos-fornos

comerciais em condições normais de operação, onde os fornos foram resfriados e

dissecados[2]. A partir dessas experiências, dividiu-se o alto-forno em zonas distintas,

mostradas na figura 3.2.

As diversas zonas apresentadas na figura 3.2 podem ser descritas como:

• Zona granular, região onde toda a carga se encontra no estado sólido;

• Zona de amolecimento e fusão (zona coesiva), região onde os componentes da carga

metálica e fundentes iniciam o amolecimento e se fundem;

• Zona de gotejamento, onde o metal e a escória, já na forma líquida, escoam em

contracorrente com os gases através de um empilhamento de coque parcialmente reagido,

localizado logo abaixo da zona coesiva, que fornece coque para a combustão nas ventaneiras

(zona ativa) e para o homem-morto (zona estagnante);

• Zona de combustão ou zona do raceway, região altamente turbulenta em frente as

ventaneiras e onde ocorre a combustão do carbono do coque da zona ativa com o oxigênio do

ar soprado. O raceway pode ser descrito como uma cavidade formada pelo efeito do jato de ar

7

emergindo da ventaneira, na qual as partículas de coque são recirculadas numa alta

velocidade. Como a maior parte do coque que entra no forno é consumida e a maior parte dos

gases redutores é produzida no raceway, o movimento da coluna de carga e a distribuição dos

gases (portanto o desempenho do forno) são governados em grande extensão pelos parâmetros

do raceway[3];

•Zona de cadinho, composta pelo empilhamento de coque do homem-morto junto com a

escória e gusa depositado no fundo do reator, que serão removidos do forno[2].

Figura 3.2 – Esquema da região interna do alto-forno mostrando suas zonas[2].

3.1.2 - Perfil térmico

A temperatura não é constante ao longo de uma seção transversal do alto-forno, como pode

ser visto na figura 3.3. Com uma alta taxa coque/minério no centro do forno, há um fluxo

maior de gases por essa região, provocando maiores temperaturas em comparação com

regiões mais periféricas do alto-forno. Na mesma seção horizontal podem-se observar

temperaturas entre 400°C e 800°C.

O material de maior granulometria – minério e coque - é carregado pelo topo do reator, sendo

injetado ar quente e, eventualmente, combustível pulverizado na região inferior. O ar quente

injetado reage com o coque, produzindo o gás redutor CO e grande quantidade de calor que

8

sobem em direção ao topo em contracorrente à descida da carga, proporcionando o

aquecimento, a redução e a fusão da carga metálica.

Figura 3.3 - Perfil da temperatura por zona de reação dentro do alto-forno[6].

Assim, o perfil de temperaturas assume uma forma característica: uma zona superior de pré-

aquecimento (0-800ºC) separada de uma zona inferior de fusão (900-1500ºC), por uma zona

vertical de reserva térmica cuja temperatura situa-se na faixa de 800-1000ºC[6].

Sob o ponto de vista do regime de trocas térmicas no alto-forno aliado às condições físico-

químicas impostas pelas reações químicas com o carbono, pode-se fazer uma divisão do alto-

forno em duas zonas bem distintas, conforme ilustrado pela figura 3.4.

• Zona de preparação: onde o carbono não reage, constituindo-se um material inerte;

• Zona de elaboração: onde o carbono reage com outros componentes, podendo ser com o

, com o oxigênio na saída das ventaneiras ou incorporando-se ao ferro gusa.

9

Figura 3.4 - Zonas de preparação e elaboração do alto-forno[4].

O processo de produção de gusa no alto-forno é dinâmico e vários fatores - analisados mais

adiante, influem no volume e na forma das duas zonas, que variam com o tempo. Estas zonas

possuem características distintas e é possível tratá-las como reatores diferentes.

3.1.3 - Zona de preparação

A zona de preparação se situa acima do limite inferior da zona de reserva térmica englobando

esta. A zona de preparação se localiza em temperaturas inferiores aquela mínima para que a

reação de gaseificação do carbono ocorra. Desta maneira, na zona de preparação não existe

reação dos gases com o carbono.

Se o carbono não reage nesta zona, ela pode ser tratada como um reator no qual a carga é

secada, pré-aquecida e pré-reduzida pelos gases ascendentes. Então, vários cálculos podem

ser feitos de maneira a medir a eficiência da zona de preparação. Estes cálculos geram

parâmetros que avaliam o desvío de um desempenho ideal dessa zona.

Com a relação à zona de preparação, considera-se que um alto-forno está operando

idealmente quando:

10

a) toda hematita (Fe2O3) é reduzida ao estado de wustita (FeO) na zona de preparação;

b) os gases entram na zona de reserva térmica em equilíbrio termodinámico com o ferro e a

wustita;

c) as trocas térmicas gás-sólido são perfeitas.

Qualquer desvio destas premissas implicara numa operação menos eficiente do alto-forno. É

possível calcular índices, que serão descritos a seguir, que medem este desvio e indicam as

suas causas[39]. Com relação à premissa (a) o índice que mede a eficiência da pré-redução dos

óxidos de ferro é o Fator Ômega (e), que é definido como:

Onde:

= a relação de moles de oxigênio sobre moles de ferro da carga metálica ao sair da

zona de preparação;

= a relação de moles de oxigênio sobre moles de ferro da wustita e depende da

temperatura segundo a equação a seguir:

= 1,073 – 2,7066 x 10-5 x T, onde T é a temperatura da zona de reserva térmica

em graus celsius.

Para uma temperatura da zona de reserva térmica igual a 800°C (valor médio para altos-

fornos a carvão vegetal) tem-se = 1,05 e a equação (3.2) passa a ser:

- 1,05

Então, os limites dos valores de "w" são zero (quando todo óxido é reduzido a FeO1,05

( = 1,05) e 0,45 (quando todo óxido passa para zona de elaboração na forma de Fe203,

( = 1,50).

11

O fator ômega (w) pode assumir valores moderamente negativos (quando se consegue alguma

redução até ferro na zona de preparaçao) ou superiores a 0,45 (quando uma parte do forno

opera como um gaseificador).

A premissa (b) é assumida como verdadeira e é aplicada na elaboração dos modelos

termoquímicos. A não ser numa operação com deficiência de distribuição de carga (onde o

forno trabalha até como gasogêneo), a afirmativa de que os gases entram na zona de

preparação em equilíbrio termodinâmico com o ferro e a wustita é bastante válida[39].

Na temperatura da zona de reserva térmica a reação do carbono com os gases não mais ocorre,

e a única possibilidade dos gases atingirem o equilibrio é com o minério de ferro, que por sua

vez é reduzido por etapas como mostra esquematicamente a figura 3.5.

Figura 3.5 - Redução do minério de ferro na zona de preparação[39].

Mesmo não ocorrendo a redução total do oxido para wustita, os gases sempre saem em

contato com as camadas de "FeO" e Fe, isto é, se os gases tem possibilidade de atingir o

equilíbrio, este será com as fases Fe e "FeO". A figura 3.6 mostra, num diagrama de equilíbrio

Fe-C-O, a localização das condições internas do alto-forno.

O ponto A nesta figura equivale ao gás do forno saindo do nível das ventaneiras. Os gases ao

encontrarem o carbono tendem ao equilíbrio C-CO-CO2 (C(s) + CO2(g) = 2CO(g)) e ao

encontrarem o minério tendem ao equilíbrio Fe-FeO. O gás que entra na zona de preparação e

cuja composição é representada pelo ponto B, está localizado exatamente sobre a linha de

equilíbrio Fe-FeO. Dentro da zona de reserva térmica, onde a temperatura é constante, o gás,

ao reduzir o minério, atinge o ponto C. como a linha B-C está localizada no campo de

estabilidade da wustita, se houver condições cinéticas favoráveis, o produto da zona de

12

preparação é a wustita. O gás, continuando sua ascendência no forno, começa outra vez a

resfriar a partir do ponto C, estando ainda sobre o campo de estabilidade da wustita. Ao

atingir o ponto D o gás volta a penetrar no campo de estabilidade do ferro e havendo

condições cinéticas favoráveis, pode ser produzida alguma quantidade de ferro[39].

O ponto B da figura 3.6 caracteriza uma composição de gás que atravessa o limite das duas

zonas e é calculável a partir da termodinâmica. O comportamento da curva do equilíbrio Fe-

FeO da figura 3.6 é descrito por:

onde T é a temperatura em graus Kelvin;

Com relação aos gases H2 e H20 o mesmo equilíbrio (Fe-FeO) é descrito por:

onde T temperatura em °K.

Para T = 1073°K ou 800°C, que é a temperatura media da zona de reserva térmica para altos-

fornos a carvão vegetal, tem-se:

e

13

Figura 3.6 - Diagrama de equilíbrio Fe-C-O e localização das condições internas do alto-

forno[39].

As principais reações quimicas que ocorrem na zona de preparação são mostradas na figura

3.7. A secagem da carga é realizada de maneira violenta no alto-forno. O gradiente de

aquecimento dos sólidos é muito elevado e isto concorre para que em poucos minutos a

temperatura destes supere os 100°C. Além disso, a pressão parcial da água nos gases é baixa,

concorrendo assim como um segundo fator acelerador da secagem da carga. Matérias primas

tais como o carvão vegetal, que possuem baixa resistência física, quando são carregadas com

um alto teor de umidade, devem sofrer quebras substanciais no processo de secagem nesta

região.

Caso todo minério esteja reduzido a wustita antes de entrar na zona de elaboração, aparece a

zona de reserva química que na temperatura da zona de reserva térmica os gases não

conseguem produzir ferro. Portanto, na zona de reserva química o alto-forno está em

completo equilíbrio tanto térmico quanto químico e o desempenho do reator é definida como

ideal. Em alguns altos-fornos a coque esta zona aparece, mas em altos-fornos a carvão vegetal

as condições físico-químicas não favorecem.

14

Figura 3.7 – Principais reações químicas que ocorrem na zona de preparação[39].

A principal troca química entre as fases gasosa e sólida é a transferência de oxigênio do

minério para o gás. No alto-forno deve-se objetivar o máximo de transferência de oxigênio na

zona de preparação (w = 0) já que neste local o carbono não reage e a redução é realizada com

economia de redutor. É necessário que haja condições para que a transferência de oxigênio do

minério para o gás possa ser a mais intensa possível. Estas condições são:

a) temperatura elevada;

b) bom contato gás sólido;

c) suficiente tempo de residência do minério;

d) minério com boa redutibilidade.

O alto-forno a coque apresenta temperatura elevada na zona de reserva térmica (1000°C) e um

razoável tempo de residência. Já o alto-forno a carvão vegetal tem baixa temperatura da zona

de reserva térmica (800°C) e pequeno tempo de residência (o carvão vegetal tem uma

densidade menor do que o coque, isto é, ocupa um maior volume na cuba para um mesmo

peso). É necessário, então, que no alto-forno o carvão vegetal haja um empenho em se utilizar

uma carga metálica de mais alta redutibilidade e em se promover uma boa distribuição da

carga e consequente escoamento gasoso homogêneo.

15

3.1.4 - Zona de elaboração

A zona de elaboração do alto-forno é situada abaixo da zona de reserva térmica, englobando

parte da zona seca, a zona de amolecimento e fusão, o homem-morto e a zona de combustão.

A principal característica da zona de elaboração é que o carbono reage nesta zona e portanto

todo encargo térmico para aí transferido é traduzido num aumento do consumo de carbono e

portanto, dos custos de produção. A figura 3.8 mostra o esquema da zona de elaboração.

Figura 3.8 - Esquema da zona de elaboração[39].

16

As trocas térmicas na zona de elaboração são bem mais complexas que na zona de preparação

e se situam em quatro fases distintas:

a) No homem-morto: o calor dos gases é cedido ao gusa e à escória quando estes descem

através do homem-morto; os gases cedem também calor às reações de redução do FeO e MnO

da escória, redução da sílica e dessulfuração;

b) Na zona de amolecimento e fusão: é onde a temperatura dos gases cai mais rapidamente

pois aí ocorre a fusão do gusa e escória e boa parte da redução final do FeO a Fe. Como

decorrência do CO2 gerado na redução final do FeO, ocorre aí também uma parcela razoável

da reação de gaseificação do carbono (reação endotérmica);

c) Na zona seca (acima de zona de amolecimento e fusão e abaixo na zona de reserva

térmica): nesta estreita faixa do forno sucede a maior parte da redução do minério de ferro e

gaseificação do carbono sendo, portanto, uma região de alta endotermicidade;

d) Junto às paredes: na periferia do forno ocorre a troca térmica com o exterior sob a forma de

perdas térmicas, que na zona de elaboração têm valor econômico pois são traduzidas em

consumo de carbono.

O ar pré-aquecido entra no alto-forno através das ventaneiras, é queimado com carbono e os

gases saem na zona de combustão em alta temperatura contendo praticamente só N2, CO e H2.

Eles atravessam a zona de elaboração e saem desta em equilíbrio com Fe e FeO (conforme

visto anteriormente) na temperatura da zona de reserva térmica do alto-forno. Na zona de

elaboração os gases recebem pelo menos 70% de todo oxigênio transferido no forno; sendo

que em fornos com marcha irregular este número pode chegar a 100%.

3.1.5 - Matérias primas e produtos

Como sabemos, os altos-fornos são reatores para a produção de ferro gusa, que é uma liga

obtida no estado líquido, composta de ferro, carbono e outros elementos. Como matérias-

primas (carga metálica), utilizam-se o sinter, o minério granulado e a pelota. Os principais

combustíveis utilizados são: coque, carvão vegetal e carvão pulverizado. Na tabela III.1 tem-

se a relação dos materiais consumidos e produzidos pelo alto-forno.

17

Tabela III.2 - Matérias primas e produtos de um alto-forno típico[5].

Entrada Saída

Topo

Através do carregamento: • Sinter • Pelotas • Coque • Fundente

Através do sistema limpeza de gás: • Gás • Poeira • Lama

Base

Através das ventaneiras: • Sopro (N2 + O2 + H2O) • Carvão pulverizado (com ICP)

Através dos furos de vazamento: • Gusa • Escória

O processo químico mais importante que ocorre em um alto-forno é o da redução. A reação de

redução consiste da retirada de oxigênio de um óxido. Em um alto-forno estes compostos

consistem de óxido de ferro a serem reduzidos no sínter, no minério e na pelota. A remoção

do oxigênio dos óxidos só é possível na presença de uma substância (redutor) que tenha uma

maior afinidade por oxigênio do que a substância presente no óxido.

No alto-forno o agente redutor deve ter maior afinidade por oxigênio do que o Fe, Si, e outros

elementos químicos presentes na carga. Isto ocorre no caso do carbono, do CO e do H2.

Nesses casos uma diferenciação é feita entre a redução direta (com C) e a redução direta

(redução gasosa com CO ou H2).

3.1.6 - Reações e evolução da carga

O processo no alto-forno pode ser resumido como uma corrente descendente de material frio e

oxidado (sinter, pelota e minério de ferro) que é aquecida e reduz ao contato de uma corrente

ascendente de gás redutor quente. Os materiais oxidados (Fe2O3) geram um produto reduzido:

o gusa. O gás redutor (CO + H2) gera o gás de topo parcialmente oxidado em CO2 + H2O.

O gás ascendente de alta temperatura, produzido na zona de combustão (região das

ventaneiras), provoca o aquecimento da carga, reações de decomposição e redução dos óxidos

durante sua elevação no alto-forno. Resulta que a temperatura do gás diminui gradativamente,

ao mesmo tempo em que sua composição química se altera. Primeiramente, a carga sofre a

18

evaporação da umidade e o pré-aquecimento nas proximidades do nível de carga. À medida

que a carga desce, ocorre a redução dos óxidos de ferro.

Na zona de amolecimento e fusão, na região da cuba inferior e ventre, iniciam-se o

amolecimento e a fusão da carga, que se desenvolvem até atingir o cadinho. O gusa e a

escória armazenados no cadinho são retirados pelos furos de corrida, em intervalos de tempo

controlados.

Na região das ventaneiras, o coque à medida que vai sendo queimado, diminui de tamanho

gradativamente. Em conjunto com a fusão dos materiais que compõem a carga, provoca um

abaixamento do nível da mesma no interior do alto-forno, havendo então a necessidade de um

novo carregamento no topo.

Assim, de forma mais detalhada, pode-se começar a descrever o processo a partir da injeção

de ar pela base do reator. O ar pré-aquecido, a temperaturas da ordem de 1200°C, é soprado

pelas ventaneiras do alto-forno e entra em contato com o carvão vegetal na zona de

combustão ou raceway. O contato do oxigênio do ar com o carbono do carvão vegetal

aquecido a 1500°C provoca inicialmente a reação de formação do dióxido de carbono (3.1)[2].

C (coque ou carvão vegetal) + (ar) = ; exotérmica: = - 393,97 kJ; (3.1)

Essa reação (3.1), altamente exotérmica, produz grande quantidade de calor para o processo.

O dióxido de carbono reage imediatamente com carbono do coque formando monóxido de

carbono (CO), segundo a reação de solution loss ou Boudouard (3.2), altamente

endotérmica[2].

+ C (coque ou carvão vegetal) = 2CO (redutor); endotérmica: = + 172,49 kJ; (3.2)

A umidade ( O) contida no ar soprado reage com o carbono do coque (3.3), gerando os

gases redutores CO e .

C + O (umidade) = CO + (redutor); endotérmica: = + 126,44 kJ; (3.3)

19

Esta equação (3.3) explica o efeito refrigerante sobre a temperatura de chama proporcionado

pela umidade do ar soprado. Este formado, das condições termodinâmicas poderá

participar da reação de redução da wustita (FeOx) em Fe (3.4), produzida durante a redução da

carga metálica[2].

FeO + = Fe + O; endotérmica: = + 23,86 MJ; (3.4)

A reação de redução pelo hidrogênio (3.4) se processa a temperaturas acima de 800ºC. O

hidrogênio pode ser introduzido no alto-forno (via O do gás), através dos insumos injetados

(ar e carvão pulverizado), e procedente da umidade da carga. A introdução de hidrogênio,

como componente de combustível injetado, move as condições de equilíbrio entre as reações

na direção da redução direta, que será abordada mais adiante. No caso de se ter injeção de

carvão pulverizado (mineral ou vegetal), ele é injetado um pouco antes da zona de combustão

através das ventaneiras juntamente com o ar quente, que pode ser enriquecido com oxigênio.

O carvão é injetado, absorve calor, desvolatiliza-se e inicia a combustão logo que deixa a

lança de injeção. Uma operação de alto-forno com injeção de combustíveis pulverizados

apresenta alterações na zona de combustão (raceway), como na distribuição da temperatura,

nas reações e no tamanho do raceway. Os gases que saem da zona de combustão também são

alterados. Esses fenômenos serão analisados posteriormente.

Analisando novamente as reações de oxidação do carbono anteriormente apresentadas, tem-se

como resultado da zona de combustão a produção de grande quantidade de calor, o que

proporciona uma saída de gases redutores (teor elevado de CO) do raceway de grande aporte

térmico, ou seja, com grandes quantidades de calor para a seqüência do processo, gerando

temperaturas de chama superiores a 2000°C[6].

A natureza do processo de contracorrente permite que o gás altamente redutor entre em

contato com a wustita (FeO) (3.5), que apresenta o menor potencial de oxigênio dos três

óxidos de ferro e, posteriormente, com a magnetita (Fe3O4) (3.6) e com a hematita (Fe2O3)

(3.7), reduzindo, assim, esses materiais na zona superior conforme descrito pelas reações a

seguir[2].

20

FeO + CO = Fe + ; exotérmica: = - 16,32 MJ; (3.5)

Fe3O4 + CO = 3FeO + ; endotérmica: = + 36,42 MJ; (3.6)

3Fe2O3 + CO = 2 Fe3O4 + CO2; exotérmica: = - 43,12 MJ; (3.7)

Sendo o CO2 o produto final da combustão do carbono, a utilização das energias térmicas e

química do carbono será tão mais completa quanto maior a quantidade de oxigênio removida

pelas reações. Essas reações são chamadas de redução indireta, sendo a reação global

medianamente exotérmica.

A reação global de redução da hematita a ferro, via CO, é uma reação exotérmica a 298K,

gerando o correspondente a 11,37kJ/mol Fe. Acima de 950ºC/800ºC (=TR), reações de

redução se processam através do contato direto do carbono do combustível (coque/carvão

vegetal respectivamente) com o oxigênio do minério (3.8), (3.9) e (3.10)[7].

3 + 3C = 2 + 3CO; endotérmica: = + 489,43 kJ; (3.8)

2 + 4C = 3FeO + 4CO; endotérmica: = + 674,49 kJ; (3.9)

FeO + C = Fe + CO; exotérmica: = - 156,16 kJ; (3.10)

Estas reações (3.8), (3.9) e (3.10), são chamadas de reações de redução direta e são no geral

altamente endotérmicas, em contraste com a redução indireta; além disso, consome e degrada

o combustível. Aqui a demanda de calor a 298K envolvida na reação global de redução da

hematita a ferro é da ordem de 167,96kJ por mol Fe[7]. Para minimizar as necessidades

térmicas do alto-forno é vantajoso que as reações entre 3Fe2O3 + CO e entre FeO + CO, que

são de redução indireta, ocorram na maior proporção possível pois geram calor, enquanto a

redução direta consome calor e consume carbono útil para a reação de Boudouard.

Essas são as principais reações responsáveis pela redução do minério de ferro e produção do

gusa. Contudo, paralelamente a elas, uma série de outras reações secundárias é processada;

estas demais reações serão tratadas no balanço térmico desenvolvido adiante.

3.1.7 - Considerações sobre balanço de massa

O balanço de massa é parte fundamental para o desenvolvimento de modelos matemáticos

para controle de processos, possuindo enorme importância na metalurgia. Ele está baseado no

21

princípio de que a matéria não pode ser criada ou destruída em um dado sistema, apenas

transformada. Assim, em um dado sistema, pode-se afirmar que o valor de massa inserida é

igual ao valor de massa retirada.

Em processos contínuos, como dos altos-fornos, podem ocorrer acumulações ou decréscimos

na quantidade geral de massa em curtos períodos de tempo; contudo uma análise que

contemple um espaço de tempo maior apontará uma acumulação nula[9]. Para se realizar um

balanço de massa são necessários pesos e análises químicas de todos os materiais carregados

ou produzidos no sistema, sendo a acurácia dessas operações de extrema importância para a

correta operação do reator.

No alto-forno, pode-se fazer tanto o balanço de massa de cada região separadamente -

tratando as mesmas como sistemas isolados quanto o balanço de massa global, contemplando

todas as reações.

3.1.8 - Esboço do balanço de massa da zona de combustão

Uma das regiões onde um apurado balanço de massa é de extrema importância é na zona de

combustão ou raceway. É aí que ocorrem as primeiras e fundamentais reações de combustão

do alto-forno, e torna-se ainda mais delicada quanto se trata de injeção de combustíveis

pulverizados. Deve se ter um acompanhamento justo das entradas e saídas de material da

região pois desvios do funcionamento ideal podem ocasionar sérios prejuízos ao processo,

como será discutido mais tarde. As reações que ocorrem nesta região são, assim,

determinantes em uma série de fatores como a temperatura e a composição dos materiais

sólidos, líquidos e gasosos participantes dos processos. Segue um equacionamento base para o

balanço de massa na zona de combustão[10]. Para desenvolvimento desse balanço será adotada

a seguinte simbologia:

= Volume de ar úmido injetado (N );

= Umidade do ar (g/N );

= Enriquecimento do ar seco em oxigênio (%).

Para o volume de ar, pode-se tomar qualquer referência: volume por tonelada de gusa, volume

por unidade de tempo ou simplesmente N de ar úmido.

22

O número de mols de vapor de água contido no ar é dado pela equação (3.11).

= (3.11)

Sabe-se que:

= + (3.12)

Onde:

= Volume de ar seco (N );

= Volume de vapor de água no ar (N ).

Tem-se também que:

= (3.13)

Combinando as relações (3.13) e (3.11), obtém-se a relação (3.14).

= (3.14)

Substituindo (3.14) em (3.12), tem-se o volume de ar seco (3.15).

= x (1 - x ) (3.15)

De posse do volume de ar seco, pode-se avaliar os números de mols de oxigênio e nitrogênio

através das equações (3.16) e (3.17).

= x (3.16)

= x (3.17)

Na zona de combustão ocorrem reações químicas que liberam CO, H2 e N2. Existem várias

possibilidades de reações químicas que podem ser consideradas, sendo que todas elas levam

ao mesmo resultado de balanço de massa e térmico. Deve-se procurar, então, a de

equacionamento mais simples.

A possibilidade que parece ser a mais simples é a seguinte: O número de mols total de

moléculas de água injetado ( ) se dissocia em um certo número de mols de moléculas de

23

hidrogênio ( ) – que sai da zona de combustão ou raceway sem reagir – e um certo

número de mols de moléculas de oxigênio ( ). Este último se une às moléculas de

oxigênio contidas no ar injetado ( ) para reagir com os mols de carbono ( ), produzindo o

a quantidade de mols de moléculas de monóxido de carbono ( ) liberada pela zona de

combustão. Outro componente que passa pela região mencionada é o nitrogênio proveniente

do ar injetado, que entra e sai sem reagir na mesma proporção estequiométrica ( ). As

reações (3.18) e (3.19) expressam o dito acima.

= + (3.18)

+ = (3.19)

Como na reação com o carbono participam o oxigênio do ar ( ) e o oxigênio proveniente

da dissociação do vapor d’água ( ), o número de mols de oxigênio gerado na dissociação

é dado pela equação (3.20).

= (3.20)

O número de mols de carbono consumido para reagir com o oxigênio é dado pela equação

(3.21).

= 2( + ) = 2 + (3.21)

Os números de mols de CO, H2 e N2 que saem da zona de combustão são dados pelas

equações (3.22), (3.23) e (3.24).

= (3.22)

= (3.23)

= (3.24)

Essas relações expressam o balanço de massa da zona de combustão[10]. Essas relações são

uma base importante para cálculos subseqüentes no tocante ao balanço térmico da zona de

combustão, da temperatura de chama e, por conseguinte, para um balanço térmico global do

alto-forno; contudo, para a apresentação dessa base de cálculos adiante é necessário

apresentar antes algumas considerações sobre a termodinâmica das reações.

24

3.1.9 - Considerações sobre termodinâmica das reações

Nos processos metalúrgicos em geral, sempre se trabalha com transformação de energia; este

insumo certamente é o mais oneroso para o processamento das transformações, haja visto o

custo das matérias primas para promover as reações que liberam calor (exotérmicas), como o

coque metalúrgico. Mais do que isso, é de fundamental importância o conhecimento da

energia envolvida em cada tipo de reação química que ocorre dentro do alto-forno, de forma a

se ter um controle dos fluxos de energia e, assim, das formações dos compostos nas

temperaturas e proporções adequadas.

Para tratar dos fluxos de energia que ocorrem dentro de um alto-forno, torna-se necessário

antes de tudo dar base às suposições que serão feitas. Os cálculos de transferência de energia

têm como princípio básico a Primeira lei da Termodinâmica: ”A energia não pode ser criada

nem destruída em um sistema de massa constante, podendo apenas ser convertida de uma

forma para outra”[9].

Em outras palavras, em um reator de fronteiras adiabáticas, se a massa dos reagentes é igual à

massa dos produtos, a quantidade de energia presente nos primeiros é igual à contida nos

segundos. Este é o princípio da conservação da energia e é uma generalização da experiência;

é este princípio que permite, a partir de um balanço de massa pré-estabelecido, a elaboração

de balanços térmicos dos processos.

Balanços térmicos possibilitam o conhecimento detalhado do fluxo de energia envolvido nas

reações. Para tal é fundamental estabelecer as bases para entendimento e utilização da função

entalpia; em termodinâmica, esta palavra tem sido utilizada para designar quatro tipos de

calor, que serão brevemente expostos a seguir.

1 – Calor contido

È usado para designar o calor fornecido a uma substância para aquecê-la até certa

temperatura; assim, este calor é definido pelo termo Entalpia de Aquecimento. Normalmente

avalia-se o calor contido num elemento ou composto a partir de uma dada temperatura de

referência que geralmente é a temperatura ambiente clássica de 25°C ou 298K. Assim, o calor

contido em qualquer substância a 25°C é igual a zero.

25

A função entalpia é designada pela letra “H” e, neste caso, é representada pela expressão

; onde[9]:

T = temperatura até onde foi feito o aquecimento (K);

298 = temperatura a partir da qual se fez o aquecimento (K);

i – símbolo químico do elemento ou composto que foi aquecido.

A entalpia de aquecimento pode ser determinada pela integração da equação que fornece o

calor específico ( ) no intervalo de temperatura analisado: = ;

onde[9]:

= calor específico da substância que está sendo aquecida (cal/molxK);

= entalpia de aquecimento da substância “i” (cal/mol).

Normalmente, os valores de são dados por relações do tipo: = A + 2BT – C/T², onde T

é a temperatura em que o material se encontra e A, B e C são constantes características de

cada material apresentadas em tabelas termodinâmicas[9]. Estas constantes são determinadas

por experimentos laboratoriais que avaliaram o comportamento calorífico de cada composto.

2 – Calor de transformação (calor de fusão ou calor de evaporação)

É usado para designar a quantidade de calor cedida a uma substancia para provocar sua

mudança de fase durante o período em que sua temperatura permanece constante. É definido

pelo termo “entalpia de transformação” e seus valores também encontram-se tabelados. A

entalpia de transformação é representada na forma ; onde[9]:

∆H = variação de quantidade de calor (cal/mol);

i = elemento ou composto que sofreu transformação de fase;

m = mudança de estado (f = fusão, s = solidificação, etc.).

3 – Calor de reação

Calor liberado ou absorvido em uma reação química no estado padrão, no qual tem-se sólidos

e líquidos na forma estável e pura a 1atm de pressão na temperatura T e gases a a 1atm de

pressão na temperatura T. Por convenção, foi estipulado que a entalpia padrão de formação de

26

um elemento puro a 25°C ou 298K, com sua forma estável a essa temperatura é igual a zero.

Sua representação é dada na forma ; onde[9]:

∆H = variação de quantidade de calor (cal/mol);

i = elemento ou composto formado;

o = indica que todos os reagentes e produtos estão nas condições padrão na temperatura de

reação.

Para valores negativos de ∆H tem-se liberação de energia da reação, sendo, assim,

exotérmica; para valores positivos tem-se consumo de energia, sendo assim endotérmica.

4 – Calor de dissolução

Designa o efeito térmico ao se diluir um metal em outro. Quando dois metais são misturados,

geralmente existe um processo térmico (com liberação ou absorção de calor) devido às

interações entre um e outro. Assim, entalpia de dissolução é o calor envolvido nesse processo

de mistura e é avaliada pela equação: ∆ = x + x ; onde[9]:

∆ = entalpia de dissolução ou calor de mistura (cal/mol de solução);

= fração molar de A na solução;

= fração molar de B na solução;

= entalpia parcial molar de A (cal/mol de A);

= entalpia parcial molar de B (cal/mol de B).

Os valores de são tabelados para ligas metálicas binárias.

Estas expressões de entalpia são ferramentas que nos permitem realizar cálculos para

quantificar as energias envolvidas em reações e transformações químicas: os balanços

térmicos, que serão tratados a seguir.

3.1.10 - Considerações sobre o balanço térmico

O balanço térmico, tal como o balanço de massa, contabiliza as quantidades de calor

envolvidas no processo em duas categorias: calor aplicado ao sistema (input) e calor retirado

do sistema (output), cujos valores totais devem ser iguais. Nenhum princípio novo é

27

introduzido no balanço térmico, sendo este simplesmente outro meio de enunciar a Primeira

Lei da termodinâmica para um processo à pressão constante. Contudo, algumas convenções

são estabelecidas a fim de se assegurar uma classificação correta dos calores obtidos[11].

Em primeiro lugar deve-se definir o sistema, entendido como o espaço contido dentro do

limite a ser definido pelo responsável em calcular o balanço térmico. Em seguida, deve-se

estabelecer uma temperatura padrão que; quando possível, recomenda-se adotar a temperatura

ambiente padrão: 25°C ou 298K. Outro pré-requisito é o balanço de massa e o conhecimento

das reações globais que ocorrem no sistema. Assim, uma expressão genérica para o balanço

térmico pode ser colocada na seguinte forma:

ENTRADA DE ENERGIA NO SISTEMA = SÁIDA DE ENERGIA NO SISTEMA

Deve-se fazer uma consideração sobre as perdas térmicas. Estas representam saídas de energia

e muitas vezes os balanços térmicos são desenvolvidos para determinar o seu valor.

Entretanto, é comum fornecer o valor de perdas térmicas em termos de percentagem do calor

total envolvido no balanço; já o valor de perdas térmicas em termos de energia (Kcal, por

exemplo) é único e independe de quaisquer parâmetros[9]. No próximo item será desenvolvido

um balanço térmico genérico de um alto-forno.

3.1.11 - Balanço térmico genérico do alto-forno

A seguir será apresentado um exemplo de equacionamento para o balanço térmico global de

um alto-forno. Este balanço[9] será feito a partir dos dados de composição das matérias primas

apresentados pelas tabelas III.3, III.4, III.5, III.6, III.7 e III.8.

Tabela III.3 - Composição do minério de ferro carregado[9].

Minério de Ferro Carregado

Composição Fe SiO2 P2O5 Mn Al2O3 MgO Umidade

Tabela III.4 - Composição do gusa produzido[9].

Gusa

Composição Fe C Si P Mn

28

Tabela III.5 - Composição do calcário carregado[9].

Calcário

Composição CaCO3 MgCO3 SiO2

Tabela III.6 - Composição do coque carregado[9].

Coque Composição S C SiO2 Al2O3 H2O

Tabela III.7 - Composição da escória[9].

Escória Composição CaO SiO2 Al2O3 MgO P2O5 MnO FeO Álcalis

Tabela III.8 - Composição do gás de topo[9].

Gás de topo

Composição CO CO2 N2 H2O

Considerações, dados de balanço de massa feito previamente e do funcionamento do alto-

forno:

• Base de cálculo = 1 tonelada de gusa;

• Relação de CaO/SiO2 na escória;

• Consumo de coque em kg/ton. gusa;

• Relação de CO/CO2 dos gases de topo;

• Percentagem de ferro reduzido;

• Percentagem de ferro que vai para a escória;

• Temperatura do gusa;

• Massa de escória produzida em kg/ton.gusa;

• Temperatura da escória em K;

• Volume de ar soprado em Nm3/ton. gusa;

• Temperatura de sopro em K;

• Temperatura do gás de topo em K;

• Serão desprezados os calores de dissolução dos elementos no ferro para a formação do

gusa;

29

• Temperatura de referência = 298K;

• Em condições normais 1 mol de gás = 22,4Nl.

Entradas de calor

1 – Calor contido no ar ( )

2 – Calor das reações exotérmicas ( )

+ =

+ =

Saídas de calor

1 – Calor contido no gusa ( )

2 – Calor contido na escória ( )

3 – Calor contido nos gases de topo ( )

4 – Calor das reações endotérmicas ( )

= +

= +

= +

= +

= +

= +

= +

= + +

= + +

=

5 – Perdas térmicas

30

Equacionamento das parcelas responsáveis por entrada de calor

1 – Calor contido no ar

=

=

Tem-se para temperatura em torno dos 1.400°C:

; (válido de 298 a 3000K)

; (válido de 298 a 3000K)

2 – Calor das reações exotérmicas

Tem-se:

+ = = - 26,42 Kcal/mol ; (tabelado)

+ = = - 94,054 Kcal/mol ; (tabelado)

Com e , tem-se:

Cálculo das parcelas responsáveis por saída de calor

1 – Calor contido no gusa

Cálculo do número de mols:

; Assim, segue:

31

- Aquecimento do Ferro

O ferro puro se funde a 1.812K. Nesse caso, fazem-se os cálculos aquecendo-se o ferro sólido

até a temperatura medida e, em seguida, soma-se o calor de fusão.

; (válido de 1673 a 1812K)

Sendo o calor de fusão do ferro, tem-se:

= +

- Aquecimento do carbono

O carbono se funde a 4.073K. Nesse caso, segue-se um procedimento análogo ao do ferro.

; (válido de 298 e 2.500K)

O calor de fusão do carbono é desprezado por falta de dados.

- Aquecimento do silício

O silício se funde a 1683K. Segue-se então um procedimento análogo ao caso do ferro.

; (válido de 298 a 1685K)

Sendo seu calor de fusão, tem-se:

= +

- Aquecimento do fósforo

O fósforo possui baixas temperaturas de fusão e vaporização (até 600°C) e não se tem os

valores dos calores de fusão. Nesse caso, usa-se a relação para o fósforo

vermelho e extrapola-se a sua faixa de validade até as altas temperaturas do ferro gusa, em

torno de 1.400°C.

Assim:

; (válido de 298 a 800K)

32

- Aquecimento do manganês

O manganês se funde a 1.517K. Nesse caso basta aquecer o manganês até a temperatura do

ferro gusa e o calor de fusão já estará incorporado.

Tem-se:

; (válido de 1.517 a 2.300K)

Assim, o calor contido no gusa pode ser quantificado por:

=

2 – Calor contido na escória

De conhecimento da massa e percentagens de composição da escória, determina-se o número

de mols de cada um dos óxidos:

=

=

=

=

=

=

=

Equaciona-se então os calores de aquecimento para cada um dos óxidos.

- Aquecimento do CaO

Como a temperatura de fusão do CaO ( = 2.880K) é superior às comuns da escória, que

giram em torno dos 1.300°C, aquece-se o CaO até essa temperatura e soma-se o calor de

fusão. Obtem-se:

; (válido de 298 a 2000K).

Sendo o calor de fusão do CaO, tem-se:

= +

33

- Aquecimento do Si

Como a temperatura de fusão do Si ( = 1.883K) é maior que as comuns à escória, segue-

se procedimento análogo ao do caso do CaO. Obtem-se:

; (válido de 523 a 2000K).

Sendo o calor de fusão do Si , tem-se:

= +

- Aquecimento do

A temperatura de fusão do é maior que as comuns às escórias; assim tem-se:

; (válido de 298 a

1.800K).

Sendo o calor de fusão do , tem-se:

= +

- Aquecimento do MgO

Como para o MgO não existem dados de temperatura nem calor de fusão, supõe-se, pela

semelhança com o CaO, que sua temperatura de fusão seja superior às comuns das escórias.

Além disso, assume-se que sua entalpia de fusão seja igual à do CaO. Assim:

;(válido de 298 a 2.100K).

Sendo o calor de fusão do MgO, tem-se:

= +

- Aquecimento do FeO

É possível encontrar tabelado dados do . Desse modo, calcula-se o número de mols

desse composto e não do FeO. Tem-se:

34

P.M. = 0,947 P.A.Fe + P.A.O = 0,947 x 55,85 + 16 = 68,89

Como esse composto se funde a uma temperatura inferior às usuais encontradas nas escórias,

usa-se a relação de para o líquido. Obtem-se:

= 16,30T – 1.200; (válido de 1.650 a 2.000K)

- Aquecimento do MnO

A temperatura de fusão do MnO ( = 2.148K) é superior às comuns das escórias nesse

processo; assim tem-se:

; (válido de 298 a

1800K).

Sendo o calor de fusão do MnO, tem-se:

= +

Para o não há valor de calor de fusão e existe apenas a relação para o sólido

válida até 631K. Como o número de mols de é pequeno, despreza-se o calor de

aquecimento desse óxido.

Assim, tem-se:

=

3 – Calor contido nos gases de topo

De conhecimento da composição e temperatura dos gases de topo, tem-se:

- Aquecimento do CO

; (válido de 298 a 2.500K)

35

- Aquecimento do

; (válido de 298 a

2.500K);

- Aquecimento do

; (válido de 298 a 3.000K);

- Aquecimento da água

Para a água, tem-se:

; (válido de 298 a 2.750K);

Assim, tem-se:

=

4 – Para se calcular o calor das reações endotérmicas, , segue-se raciocínio análogo ao das

reações exotérmicas do item 2.

5 – Perdas térmicas

= PERDAS

Igualando as entradas e saídas de calor:

=

36

3.2 - Injeção de carvão pulverizado em altos-fornos – ICP

A tecnologia de injeção de carvão pulverizado tem sido praticada no mundo inteiro.

Atualmente, existem mais de 400 altos-fornos que praticam esta técnica, sendo que em mais

de 70% de todos os altos-fornos no mundo já se usa algum tipo de injeção de materiais

sólidos[13]. No caso específico do carvão vegetal, o Brasil detém a tecnologia, sendo

inicialmente desenvolvida pela Acesita, ainda nos idos de 1970, sendo que, para usinas

integradas, Praticamente todos os altos-fornos a carvão vegetal já injetam esse redutor em

suas ventaneiras.

A injeção de carvão pulverizado pelas ventaneiras de altos-fornos consiste em aproveitar

resíduos pulverizados de carvões injetados nas zonas de combustão para que sejam queimados

juntamente ao carvão vegetal/coque descendente, com o objetivo de economizar na carga de

combustível sólido carregado pelo topo.

Vantagens

As principais razões para a adoção dessa técnica são:

• Como o carvão causa uma menor redução na temperatura adiabática de chama por unidade

de injetante do que o óleo ou gás natural, ele permite taxas de injeção mais altas e

consequentemente, coke-rates mais baixos para condições dadas;

• Em empresas que possuem déficit de coque é mais interessante, do ponto de vista

econômico, adquirir carvão e prepará-lo para a injeção em relação à compra de coque;

• A injeção contribui para o aumento da vida útil das baterias de coque, em virtude de uma

menor demanda de coque;

• A grande disponibilidade de carvões para injeção tende a promover um mercado mais

estável e com preços mais favoráveis em relação a outros combustíveis injetáveis;

• A injeção viabiliza o alcance e controle da temperatura ótima de chama. Devido ao seu

efeito refrigerante, o carvão injetado causa um abaixamento da temperatura de chama,

permitindo diminuir sensivelmente o vapor injetado e aumentar o enriquecimento do ar com a

temperatura de sopro maximizada. A conjunção de todos esses fatores minimiza o consumo

de combustíveis e aumenta a produtividade do forno;

37

• Possibilidade de usar diferentes materiais pulverizados mais baratos como combustíveis

como cascas de grãos, plásticos, etc.; promovendo economia em combustível e a reciclagem

de materiais outrora danosos ao meio ambiente;

• Queda no consumo de carvão vegetal, possibilitando uma diminuição nas necessidades de

área para reflorestamento. O investimento em reflorestamento hoje pode ultrapassar o

investimento para construção de um alto-forno.

3.2.1 - Considerações sobre ICP’s

Sem dúvida, a manutenção da operação de um alto-forno equipado com um sistema de

Injeção de Carvão Pulverizado – ICP, ou no termo em inglês PCI - Pulverized Coal Injection,

é relativamente diferente da operação de um alto-forno comum; isto pois uma série de

parâmetros sofre alteração devido à nova fonte de combustível aplicada ao reator.

Um primeiro parâmetro de fundamental importância que deve ser ressaltado quando falamos

de processos de redução em altos-fornos é a permeabilidade. Nos processos de redução

siderúrgica em geral o coque é considerado o permeabilizador da carga. Este papel não pode

ser assumido por nenhum outro combustível, pois o coque é o único material capaz de manter

a permeabilidade do leito ao gás ascendente, bem como a da escória líquida e metal quente

descendentes. O coque permanece sólido nas condições de altas temperaturas reinantes no

forno e mantém níveis de resistência às diferentes solicitações que sofre no interior do forno.

Isso permite que ele mantenha tamanho e distribuição de tamanhos adequados a uma boa

permeabilidade, sem a qual a fabricação de gusa em alto-forno seria impossível.

Entretanto, os papéis térmico e químico podem ser exercidos, em parte, por outros

combustíveis líquidos (óleo combustível de petróleo e alcatrão de carvão mineral), gasosos de

alto poder calorífico (gás redutor, gás natural e gás de coqueria) ou sólidos (coque

principalmente, carvão vegetal e demais materiais combustíveis pulverizados e pré-tratados

como cascas de alimentos, pneus, etc.), injetados pelas ventaneiras do forno. Assim, esses

combustíveis auxiliares também participam como fontes de calor e de gás redutor para o

processo.

A ventaneira é um dispositivo refrigerado à água que conecta o tubo de sopro ao alto-forno.

Ela é alimentada pela mistura de gases e materiais pulverizados pré-aquecidos a uma

38

temperatura de 1.200°C que é transportada em alta velocidade através de tubos. Esta mistura é

injetada na região chamada raceway do Alto-Forno, onde ocorre a queima da mesma

conforme dito anteriormente. Um esquema deste equipamento é mostrado na figura 3.9.

Figura 3.9 - Esquema do preparo e injeção de combustível pulverizado pela ventaneira[14].

Uma visão esquemática da preparação e injeção de carvão – principal material pulverizado

injetável usado pode ser visto na figura 3.10. A matéria prima combustível (carvão mineral a

granel) é transportada do pátio de matérias primas para a planta de injeção através de

caminhões. O carvão é descarregado em um sistema de carregamento da planta e transportado

por esteiras até um silo. O carvão é, em seguida, carregado do silo para um moinho de bolas.

O tamanho das partículas de carvão é ajustável e o pó é então estocado em outro silo antes de

ser injetado no alto-forno.

39

Figura 3.10 - Visão esquemática da preparação e injeção de carvão pulverizado – ICP[15].

3.2.2 - Considerações sobre a combustão do carvão usado em ICP

A combustão é um conjunto de reações físico-químicas que se produzem no decorrer da

oxidação completa ou parcial de um combustível pelo elemento oxidante. Os combustíveis na

maioria das vezes, como no caso do carvão em sua porção orgânica, são compostos

unicamente de carbono, hidrogênio, oxigênio, nitrogênio e enxofre. O comburente é,

geralmente, ar ou oxigênio puro, mas pode também ser H2O e CO2[17].

Quando o carvão é injetado no raceway através da ventaneira, o sistema de combustão no

alto-forno torna-se muito mais complexo se comparado com a operação que utiliza somente o

coque ou carvão vegetal carregado pelo topo. A combustão de carvão é, por sua natureza, um

processo complexo de vários estágios que pode ser resumida da seguinte forma: Uma

partícula de carvão ao deixar a lança de injeção entra no misturador das ventaneiras, absorve

calor do ar quente e começa a desvolatilizar-se e queimar-se. Este mecanismo de combustão

de uma partícula de carvão é mostrado esquematicamente na figura 3.11. Os produtos da

combustão incompleta (material pulverizado não queimado e fuligem) podem bloquear o

raceway. Isso diminui a permeabilidade da carga e aumenta o carbono carreado tanto para as

instalações de limpeza de gás quanto para a escória. A redução de permeabilidade da coluna

40

central de coque é particularmente negativa, podendo causar distribuição periférica não

desejada do fluxo de gás, similar a uma zona coesiva do tipo W, resultando em baixa

produtividade e perda de calor pelas paredes[16].

Figura 3.11 – Descrição esquemática da combustão de uma partícula de carvão[17].

Como pode ser visto, a combustão do carvão, como processo físico-químico, pode ser

dividida nas seguintes etapas:

(1) desgaseificação e ignição da matéria volátil;

(2) queima dos materiais voláteis e

(3) queima do carvão restante (char).

Dependendo do tamanho da partícula, composição do carvão, taxa de aquecimento e da

quantidade de oxigênio disponível para a combustão, as etapas acima descritas podem ocorrer

em seqüência, simultaneamente ou isoladamente[17].

3.2.3 - Eficiência da combustão do carvão

A combustão completa do carvão no raceway é bastante improvável, por questões ligadas à

cinética do processo, principalmente quando se injeta taxas elevadas de carvão no alto-forno.

O problema passa, então, a ser o que ocorre com a parcela de carvão não totalmente queimada

no raceway e que permanece no interior do forno, chamada ninho de pássaro.

41

O ninho de pássaro ou bird’s nest, representado na figura 3.12, é uma região existente no final

do raceway, composta por finos de coque, carvão e gotas de metal e escória, formando uma

região altamente impermeável à penetração dos gases no homem morto e que pode afetar o

desempenho do forno ao proporcionar uma distribuição imperfeita dos gases nas suas regiões

inferiores[15].

Um aumento muito acentuado da espessura do ninho de pássaro aumenta a inatividade do

homem morto, diminui a penetração da zona de combustão e favorece o fluxo periférico dos

gases, aumentando as perdas térmicas. Tudo isso é agravado quando se opera com um alto

volume de escória, o que causa um aumento de líquido acumulado no homem morto.

Figura 3.12 - Desenho esquemático da formação do ninho de pássaro no alto-forno[15].

Qualquer geração de finos no raceway contribui para a formação ou agravamento da situação

do “ninho de pássaro”. Considerando somente esse aspecto, a utilização de carvão mais

grosso poderia ser desaconselhável, por favorecer uma pior condição de queima. Contudo,

estudos mais detalhados sobre a constituição do “ninho de pássaro” mostram que o principal

material a se degradar no raceway é o coque, não tendo sido encontrada quantidade

significativa de finos não queimados provenientes do carvão injetado. De fato, a maior

reatividade do carvão desvolatilizado (char) faz com que ele seja consumido pelo CO2,

preferencialmente em relação ao coque, que terá seu tempo de residência na região aumentado

42

e, através das ações mecânicas de colisão entre as partículas, poderá degradar-se e gerar mais

finos.

3.2.4 - Taxa de Substituição

A injeção de combustíveis auxiliares pelas ventaneiras do alto-forno permite que se reduza a

quantidade de carvão vegetal carregada pelo topo. Para quantificar essa redução é

normalmente definido um índice denominado taxa de substituição[10], que é expresso através

da relação: = ; onde:

= Taxa de substituição (kg de carvão/kg de combustível auxiliar injetado);

= Massa de carvão vegetal ou coque economizado (kg/tonelada de gusa);

= Massa de combustível injetado (kg/tonelada de gusa).

Para injeção de combustíveis gasosos, a taxa de substituição pode ser também definida em

termos do volume de gás injetado. Essa taxa de substituição é um parâmetro de grande

importância pois pode determinar a economicidade da operação de injeção.

O valor da taxa de substituição é determinado pela quantidade de carvão vegetal ou coque que

deixa de ser carregado pelo topo do forno. Essa economia não é determinada pelas simples

substituição de um combustível por outro, uma vez que a injeção de combustíveis auxiliares

pelas ventaneiras acarreta uma série de alterações no comportamento do alto-forno, que

podem levar a uma redução no consumo global de energia desse reator[10]. Estas alterações

estão associadas aos níveis térmicos dentro do alto-forno, ao tempo de residência da carga

metálica e à proporção de hidrogênio dos gases e serão discutidas detalhadamente mais

adiante.

Vários fatores operacionais afetam a taxa de substituição como: qualidade do carvão injetado,

temperatura de sopro, enriquecimento de oxigênio, tipo de distribuição de carga, volume de

escória, qualidade da carga metálica e etc. A figura 3.13 mostra a influência do tipo de carvão

na taxa de substituição.

43

Figura 3.13 - Taxa de substituição em função do poder calorífico do carvão injetado[20].

Para se estabelecer comparações de taxa de substituição é necessário que se corrija os valores

para as mesmas condições operacionais, o que é chamado de “taxa de substituição corrigida”.

Isto é, estabelecem-se variações na taxa de consumo de coque (coke-rate) em função de

alterações operacionais. A figura 3.14 mostra a taxa de substituição em função da taxa de

injeção para o alto-forno da Thyssen, com os valores não-corrigidos e corrigidos. Nessa

figura, nota-se que, para uma mesma condição operacional, a taxa de substituição não varia

com a taxa de injeção.

Figura 3.14 - Relação entre consumo de coque e taxa de injeção - taxa de substituição

corrigida metalurgicamente[21].

44

Alguns autores[22] estabeleceram uma relação, para o caso deles, para a taxa de substituição

(considerando um coque com 87,5% de carbono):

= (2 x %C + 2,5 x %H2 + 0,9 x %Cinza - %H2O carvão – 86)/100; onde:

= taxa de substituição;

%C = teor de carbono do carvão pulverizado;

%H2 = teor de hidrogênio do carvão pulverizado;

%Cinza = teor de cinza do carvão pulverizado;

%H2O = teor de umidade do carvão pulverizado.

Assim, a taxa de substituição não depende da taxa de injeção para uma mesma condição

operacional. Porém, sempre acontecem alterações quando se aumenta a taxa de injeção.

Estudos[23] mostram bem isso na figura 3.15. Observa-se que a taxa de substituição é mantida

em torno de 1,0 até a taxa de injeção de 190kg/t gusa.

Figura 3.15 - Relação entre taxa de injeção, taxa de substituição e eficiência de

redução na zona de preparação[23].

45

Isso porque, através de melhoria na redutibilidade do sinter e uma melhor distribuição de

carga, permitiu-se uma melhor eficiência de redução na zona de preparação. Mas para taxas

de injeção em torno de 200kg/t gusa, a eficiência de combustão diminui, como já comentado,

e não se consegue manter uma boa eficiência da zona de preparação. Com isso, a taxa de

substituição diminui para valores em torno de 0,85[23].

3.2.5 - Características do combustível pulverizado e suas respectivas influências na

combustão

Material volátil e umidade

Durante a pirólise, a matéria volátil liberada consiste principalmente de gases combustíveis

como o hidrogênio, monóxido de carbono, metano e outros hidrocarbonetos. Hidrocarbonetos

pesados (alcatrão) e gases incombustíveis (como o dióxido de carbono e vapor) são também

parte da matéria volátil[24].

Quando se utiliza carvões de menor combustibilidade, por exemplo, carvões baixo voláteis,

ocorre maior geração de finos de carvão na saída do raceway. Uma corrente indica que os

finos gerados apresentam elevada reatividade e são consumidos por solution loss,

preferencialmente ao coque. Assim, o coque teria seu tempo de residência na região

aumentado, podendo sofrer maior degradação e gerar mais finos. Por outro lado, como a

geração de gases no raceway é menor em função do menor teor de voláteis do carvão, a

turbulência nessa região será menor, diminuindo o momentum do sopro e, como

conseqüência, contribuiria para uma menor degradação do coque.

Com a injeção de carvão alto volátil, ocorreria menor geração de finos oriundos do carvão no

raceway, finos esses que serão mais rapidamente consumidos por solution loss e não

contribuirão efetivamente para aumento do tempo de residência do coque na região, o que

ajudaria na preservação de sua integridade física. Contudo, a grande geração de gases nessas

condições provocará aumento do raceway na região, através do aumento do momentum do

sopro, o que tende a provocar a colisão entre as partículas de coque, conduzindo a uma maior

degradação e geração de finos.

46

Outra propriedade que afeta o comportamento do coque pulverizado nesta região é o rank do

carvão, que pode ser entendido como “velhice do carvão”. Esta característica está relacionada

com o período geológico no qual o carvão foi formado e afeta a composição da matéria

volátil; a proporção de gases incombustíveis aumenta à medida que o rank diminui.

Entretanto, considerando-se a diferença entre o teor de matéria volátil e a quantidade de

voláteis realmente liberada no raceway e que existem diferenças na composição dessa matéria

volátil em função do rank e da composição do carvão, pode-se concluir que ainda existem

incertezas quanto aos diferentes conceitos ou regras sobre qual o melhor tipo de carvão para

ser usado como injetante.

Com relação à umidade, sua principal influência em ICP’s é o seu fator refrigerante de

Temperatura de Chama; mais carvão pode ser injetado com umidade total mais baixa, para

uma dada temperatura de chama. Além disso, como as partículas de carvão pulverizado são

muito pequenas, a maior parte da umidade comporta-se como umidade livre; por isso, para

que o carvão pulverizado seja transportado de maneira adequada, a sua umidade total é

mantida em níveis baixos o suficiente para assegurar que ele flua com facilidade.

Teor de cinza

A cinza é um material inerte (não sofre combustão) presente na composição do carvão.

Portanto, um teor mais elevado desse constituinte reduz percentualmente a quantidade de

carbono, diminuindo o poder calorífico e, conseqüentemente, a taxa de substituição.

Variando-se os teores de cinza e mantendo-se constantes os teores de carbono em carvões

similares, observa-se um aumento desse composto ocasiona em um decréscimo das taxas de

substituição, conforme representado na figura 3.16.

Uma variação de 1% no teor da cinza diminui a taxa de substituição do combustível em cerca

de 0,008 a 0,012%[20], além de diminuir a temperatura de chama e poder aumentar o volume

de escória. O desejável é o mínimo possível de cinza na matéria-prima, visto a dificuldade da

sua retirada do mineral extraído diretamente das minas.

47

Figura 3.16 - Taxa de substituição em função do poder calorífico do carvão para

vários teores de cinza[20].

Teores de carbono e de oxigênio

O carvão mineral é constituído em sua maioria pelos elementos carbono e oxigênio, sendo o

primeiro responsável direto pela substituição energética do coque através de sua combustão

no raceway, enquanto o segundo promove uma influência indireta pois um teor mais elevado

de oxigênio acarreta, conseqüentemente, uma diminuição no teor de carbono; o oxigênio livre

pode aumentar a taxa de combustão e o carbono fixo tem efeito favorável à temperatura de

chama e à taxa de substituição.

Quanto maior o teor de carbono no carvão, menor o de oxigênio e mais elevada é a taxa de

substituição. Na figura 3.17 observa-se um gráfico que confirma essa tendência. Como pode

ser visto nesta figura, aumentando-se a razão mássica de C/H, que implica no aumento do teor

de carbono, a taxa de substituição também aumenta.

48

Figura 3.17 - Efeito do carbono e de sua relação com o oxigênio na taxa de substituição[20].

3.2.6 - Condições operacionais do alto-forno e respectivas influências na queima do

combustível pulverizado.

Temperatura do ar soprado

Com relação ao efeito da temperatura do ar soprado na eficiência de combustão do carvão

pulverizado, observa-se que um aumento da temperatura melhora a combustão do carvão

pulverizado. O aumento da eficiência de combustão é mais pronunciado na faixa de 1000 a

1100°C, contudo um aumento da temperatura sempre leva a um ganho razoável na eficiência

de combustão de carvão conforme representado pela figura 3.18 - o μ desta figura é definido

como sendo a relação entre a quantidade de oxigênio do ar soprado e do carvão pulverizado e

a quantidade de oxigênio necessária para a combustão completa do carbono e do hidrogênio

do carvão pulverizado para CO2 e H2O, respectivamente. Um valor de μ em torno de 0,84 é

suficiente para se ter igual a 100%.

49

Figura 3.18 – Diferentes efeitos da temperatura do ar soprado na eficiência de combustão do

carvão pulverizado[19].

Enriquecimento do ar injetado em oxigênio e velocidade do sopro

Para que a queima do carvão nas ventaneiras ocorra de modo satisfatório, as condições

estequiométricas e cinéticas, associadas às reações de combustão, devem ser atendidas nesta

região. A eficiência de combustão do carvão pulverizado aumenta com o enriquecimento de

oxigênio no ar soprado. Isso porque a temperatura de chama e a pressão parcial de oxigênio

em volta das partículas de carvão aumentam quando se usa mais oxigênio no sopro e,

consequentemente, a desvolatilização e a combustão do carvão ficam mais eficientes. A figura

3.19 confirma essa afirmativa.

O raciocínio anterior é válido quando o enriquecimento de oxigênio aumenta o índice μ

exposto anteriormente. Quando essa relação fica constante, a partir de um certo valor de

enriquecimento de oxigênio, a concentração de carvão aumenta, diminuindo o contato

carvão/oxigênio; isso causa uma menor eficiência de combustão de carvão pulverizado.

50

Figura 3.19 – Efeito do enriquecimento de oxigênio na eficiência de combustão de

carvão pulverizado[20].

Taxa de injeção

A injeção de combustíveis pulverizados acarreta diversas consequências positivas e negativas

ao alto-forno, sendo necessária a modificação em um ou vários parâmetros operacionais para

retomar a estabilidade do processo[29]. Mudanças mais drásticas acontecem quando da prática

de taxas de injeção acima de 100kg/t de gusa. Um panorama geral dos efeitos causados pelo

aumento da taxa de injeção de carvão pulverizado nos parâmetros de controle de processo do

alto-forno é mostrado na figura 3.20 a seguir.

51

Figura 3.20 – Panorama dos reflexos do aumento da taxa de injeção de carvão

pulverizado[40].

Cada tipo de combustível pulverizado possui um poder calorífico específico. Quanto mais

elevado o valor dessa propriedade, melhor é o combustível. Para valores menores, poder-se-ia

pensar inicialmente em um aumento da taxa de injeção para compensar a queda do poder

calorífico, considerando a mesma carga. Contudo observa-se uma diminuição da taxa de

substituição quando a taxa de injeção se eleva[30].

Uma prática normalmente adotada é a blendagem de carvões que possuem diferentes valores

de poder calorífico, com a finalidade de equilibrar o resultado final, proporcionando

melhorias consideráveis para a taxa de substituição. Estudos[31] feitos em uma siderúrgica

japonesa (Kobe Steel) reforçam o que foi comentado anteriormente; na figura 3.21 podemos

observar que a taxa de substituição diminui com o aumento da taxa de injeção. Isso é

atribuído pela diminuição da eficiência de redução da carga metálica na zona de preparação

quando se aumenta a taxa de injeção.

52

Figura 3.21 – Relação entre taxa de substituição e taxa de injeção[31].

Segundo pesquisadores[32], o primeiro efeito do aumento da taxa de injeção (kg/t gusa) é uma

maior relação de carga metálica sobre coque no carregamento. Isto é, parte do coque será

suprida pelo carvão de injeção. Com isso, a distribuição de carga é toda alterada e, se

nenhuma modificação de carregamento for realizada, o ângulo da carga dentro do alto-forno

diminui, e o coque se concentra nas paredes, resultando num aumento do fluxo periférico dos

gases. O efeito final disso é um aumento no consumo específico de carbono (kg/t gusa) e uma

diminuição na produtividade (t/m³.d). Uma alteração na distribuição de carga pode minimizar

essa situação negativa do aumento da taxa de injeção.

O coque é um material mais permeável à passagem de gases do que a carga metálica. Portanto

uma diminuição de coque na carga diminui a permeabilidade do alto-forno. Esta situação é

retratada na figura 3.22 a seguir, onde “K” indica o índice de permeabilidade na parte inferior

do forno.

53

Figura 3.22 - Relação entre o índice de permeabilidade K na parte inferior do alto-forno e a

taxa de injeção de carvão[33].

Se nada for feito com relação à distribuição de carga, a espessura da zona de amolecimento e

fusão aumenta, diminuindo também a permeabilidade dessa zona. Logo a queda de pressão

total do forno aumenta. A eficiência de redução da carga metálica pode diminuir por esse

motivo. O efeito final é um maior consumo específico de carbono e uma menor produtividade

do alto-forno.

Com o aumento da taxa de injeção (kg/t gusa), uma maior quantidade de carvão pulverizado,

em kg/t gusa, será queimada na zona de combustão. A substituição do coque pelo carvão

pulverizado tem uma característica importante, pois o carvão pulverizado tem um teor de

voláteis muito maior do que o coque (< 1,0%). Portanto, se considerarmos que 1kg de

carbono do carvão substitui 1kg de carbono do coque, tem-se uma entrada maior de gases no

processo em função dos voláteis do carvão.

Para ilustrar esse raciocínio, considera-se um coque com 88% de carbono fixo e 0% de

voláteis e um carvão pulverizado com a seguinte análise elementar: 82% de carbono e 5,8%

de hidrogênio[32]. Nesse caso, para a relação de substituição de 1kg de carbono, tem-se a taxa

de substituição de 0,92kg coque/kg carvão. Considerando que os gases que saem da zona de

combustão são formados por CO, H2 e N2, 0,92kg de coque gera 1,52Nm3 de CO. Já 1kg de

54

carvão gera esse volume de CO e mais 0,65Nm3 de H2, o que corresponde a um aumento de

43% no volume dos gases. Mesmo considerando uma taxa de substituição de 1,1kg de

coque/kg de carvão, para as condições anteriores, o aumento no volume dos gases seria de

21%.

Portanto, uma utilização maior de carvão pulverizado aumenta o volume de gases

(Nm3/ton.gusa) nas ventaneiras, na rampa e na cuba do alto-forno. Isso tem como

consequência o aumento de queda de pressão em todo reator, diminuindo a produtividade.

A razão térmica sólido/gás diminui com o aumento da taxa de injeção no alto-forno a coque.

Isso por dois motivos: com menos coque na carga tem-se uma vazão mássica de sólido menor,

mesmo para a mesma vazão mássica de gás; e como foi dito anteriormente, a vazão mássica

de gás aumenta, devido aos voláteis do carvão injetado. A figura 3.23 a seguir mostra os

efeitos do aumento da temperatura de sopro na temperatura de chama.

Outra conseqüência é que as perdas térmicas da zona de elaboração serão maiores,

contribuindo para um maior consumo específico de carbono. O tempo de residência do coque

no gotejamento aumenta, o que faz com que a reação de “solution loss” ocorra em maior

proporção e o ataque de álcalis também aumente. Tudo isso tem como consequência uma

maior degradação do coque e então uma menor produtividade.

O carvão pulverizado possui uma grande quantidade de materiais voláteis, que por sua vez

tem muito H2. Esse gás redutor participa, então, das reações de redução da carga metálica. O

efeito dessa maior participação de H2 na redução pode ocasionar um menor consumo

específico de carbono. Outro efeito de uma maior taxa de injeção de carvão é um aumento de

carvão não queimado, ou uma menor eficiência de combustão do carvão. Nesse caso o carvão

reage com o CO2, preferencialmente ao coque, dentro do alto-forno. O coque fica mais tempo

na zona de combustão, o que contribui para a sua degradação sob colisão e a concentração de

finos de coque na frente da zona de combustão, formando o “ninho de pássaro” (“bird’s nest”)

explicado anteriormente. A consequência desse fato é um homem morto mais impermeável,

prejudicando a produtividade do alto-forno.

55

Figura 3.23 - Variação da temperatura de chama com a temperatura de sopro para várias

taxas de injeção de finos de carvão vegetal[29].

Pelo visto, o consumo específico de carbono pode aumentar ou mesmo ser menor com o

aumento da taxa de injeção de carvão pulverizado no alto-forno. Os vários fatores que afetam

esse índice atuam com intensidades diferentes em cada situação de operação. Porém, todos os

efeitos do aumento da taxa de injeção convergem para uma menor produtividade do alto-

forno. A tendência é de se ter um processo menos permeável em toda a sua extensão. Mas,

conhecendo os fatores que influenciam nessa queda de produtividade, pode-se atuar no

sentido de minimizar ou até mesmo reverter essa tendência.

56

3.3 - Biomassa

3.3.1 – Materiais pulverizados passíveis de utilização em ICP’s

O crescente interesse da utilização da biomassa em plantas geradoras de potência vem

impulsionando as pesquisas sobre os processos envolvidos na conversão da biomassa. Alguns

materiais têm o potencial de substituir o carvão pulverizado em ICP’s devido a suas

características físicas e químicas, como:

- Palha de arroz;

- Bagaço de cana;

- Casca de café;

3.3.2 - Combustão da biomassa

De forma genérica, ao serem pulverizadas em um reator, uma partícula de biomassa

sofre inicialmente um processo de aquecimento, recebendo calor da atmosfera e das

paredes do reator. Com este processo de aquecimento inicia-se a secagem da partícula,

liberando toda a umidade de seu interior. A partícula continua seu processo de aquecimento, e

com isso dá-se início a degradação térmica (volatilização), com liberação de voláteis. Ao

atingirem-se os limites de flamabilidade, tendo a temperatura superior a de ignição, a

mistura que circunda a partícula sofre ignição, estabelecendo uma zona de chama nas

proximidades da partícula. O processo de ignição é extremamente complexo e

influenciado por características diversas do combustível e do ambiente do reator, podendo

até ocorrer na superfície da partícula.

Grande parte dos estudos teóricos sobre queima de biomassa foi desenvolvida a partir de

experiências anteriores de modelagem da combustão do carvão. Nesta linha, uma

abordagem clássica é aproximar a combustão da partícula a de uma gota. Assume-se que a

queima do combustível gasoso na camada limite da partícula é muito mais rápida que

qualquer outro processo no sistema. Nessa abordagem, onde as reações na fase gasosa são

infinitamente rápidas, obtem-se uma região de chama com largura infinitesimal[41].

57

A liberação de voláteis pela partícula de biomassa durante a queima proporciona uma perda

de massa sem que haja uma diminuição expressiva de tamanho. Em alguns casos ocorre o

inchamento da partícula. A perda de massa intensifica a estrutura porosa da partícula,

como ilustrado na figura 3.24.

A decomposição térmica da biomassa combustível, como no carvão, é uma reação química

lenta que tem início em temperaturas relativamente baixas se comparado com os níveis

observados na combustão do carvão[42]. O mecanismo de pirólise da biomassa é complexo e

pode ser simplificado em três fases:

1. Perda de umidade e alguma perda de material volátil;

2. Reação endotérmica de desarranjo químico e emissão de hidrocarbonetos leves (CO, CH4 e

CO2);

3. Reações endotérmicas de liberação dos produtos mais pesados da queima;

Figura 3.24 - Particula típica de carvão em volatilização[42].

58

As características físico-químicas da partícula de biomassa são determinantes no tempo de

queima da mesma. A massa específica, a composição dos voláteis e seus calores de pirólise e

combustão, a análise elementar junto com a fração de massa volátil e umidade,

determinam boa parte do processo de combustão da partícula.

A diminuição da massa específica da partícula acarreta picos de temperatura menores, devido

à menor taxa de liberação dos voláteis. Autores observaram que a largura da chama

também diminuiu com o decréscimo da massa específica, fato que foi atribuído ao menor

fluxo de voláteis.

A variação do calor de pirólise (de 0,26 a 1,25 MJ/kg) tem um efeito global semelhante ao de

se reduzir a densidade da partícula[42]. Com o aumento do calor a ser consumido no processo

de degradação térmica da partícula, a taxa na qual são produzidos os voláteis tende a

diminuir. Outro fator importante verificado está na definição da energia total de combustão

dos voláteis, pois está diretamente acoplado ao pico de temperatura e a todo o processo de

aquecimento da partícula e conseqüentemente à própria liberação da massa volátil.

3.3.3 - Caracterização da biomassa

O processo de caracterização da biomassa tem por objeto definir as propriedades físicas,

químicas e energéticas que permitam avaliar o comportamento e as possíveis linhas de

utilização. As tabelas III.9 e III.10 apresentam a composição elementar de alguns tipos de

biomassa utilizada para a geração de potência. Na metodologia serão apresentados resultados

de análises químicas elementares e imediatas dos materiais avaliados neste trabalho,

ensaiados nas mesmas condições de amostras de carvão vegetal e coque, de forma a se

estabelecer um comparativo mais fiel à realidade.

Tabela III.9 - Composição elementar de combustíveis típicos de biomassa[43]. BIOMASSA C H N S O

Casca de Avelã 52,8 5,6 1,4 0,04 42,6 Serragem 46,9 5,2 0,1 0,04 37,8 Palha de arroz 47,8 5,1 0,1 - 38,9 Semente de Algodão 42,8 5,4 1,4 0,5 35 Bagaço de Cana 44,8 5,4 0,4 0,01 39,6

59

Tabela III.10 - Características técnicas de diferentes tipos de biomassa[44].

BIOMASSA Composição Elementar, % Análise Imediata, % PCI

(MJ/kg) C H O N S Cz Voláteis Umid. C.F.

Pinheiro 49,2

5,99 44,3

0,06 0,03 0,27 82 0,29 17,71 20 Eucalipto 49 5,87 43,9

0,3 0,01 0,72 81,42 0,79 17,82 19,4

Casca de Arroz 40,9

4,3 35,8

0,4 0,02 18,3

65,47 17,89 16,67 16,1 Bagaço de Cana 44,8 5,35 39,5

0,38 0,01 9,79 73,78 11,27 14,95 17,3

Casca de Coco 48,2

5,23 33,1

2,98 0,12 10,2

67,95 8,25 23,8 19 Sabugo de milho 46,5

5,87 45,4

0,47 0,01 1,4 80,1 1,36 18,54 18,8

Ramas de Algodão 47,5 5,35 40,9

0,65 0,21 5,89 73,29 5,51 21,2 18,3 A composição dos voláteis é de extrema importância na determinação dos produtos finais da

combustão e na estimativa da energia liberada no processo. Sua determinação é dada por

processos de gaseificação, que podem ser feitos em gaseificadores de leito fixo ou de leito

fluidizado[41]. Em geral usa-se tamanhos de partícula na gama de 0,5 a 1,0 mm, tanto para o

carvão quanto para a biomassa.

O processo de gaseificação em geral consiste de uma série de operações unitárias: Preparo da

matéria-prima, a gaseificação, a limpeza do produto gasoso e do gás de utilização de pré-

processamento.

Analisando o processo de gaseificação propriamente dito, enquanto o carvão é basicamente

composto de carbono, a biomassa pode encarada como uma mistura de compostos complexos,

tais como celulose, hemicelulose, lignina, minerais, etc. O comportamento da biomassa na

pirólise apresenta secagem abaixo de 125°C, decomposição parcial da hemicelulose, celulose

e lenhina entre 125-500°C e degradação da lenhina remanescente acima de 500°C[41].

Na tabela III.11 são mostrados resultados de ensaios de gaseificação para carvões e

biomassas; esses dados são usados nas simulações de injeção apresentadas na metodologia. A

determinação da composição dos voláteis dos materiais a serem estudados aqui foram

determinados por pesquisadores segundo o metodologia sobre a qual discorreu-se brevemente

acima.

60

Tabela III.11 – Composição dos voláteis de carvões e biomassas.

Material Composição dos voláteis (%) H2 CO CO2 CH4

CASCA DE CAFÉ[45] 40,2 20,4 26,3 6,2 BAGAÇO DE CANA[46] 53,7 19,4 20,1 4,9 CARVÃO VEGETAL[47] 14,3 36,8 35,3 5,6 CARVÃO MINERAL[48] 26,7 63,1 1,5 0,1 CASCA DE ARROZ[49] 21,3 38 19,2 15,5

Ao se fazer um comparativo com o carvão, a biomassa tem geralmente em sua composição

menos carbono, mais oxigênio, mais sílica e potássio, menos enxofre, alumínio e ferro, menor

poder calorífico, conteúdo de umidade mais alto, baixa densidade e flamabilidade. A tabela

III.12 ilustra estas diferenças.

Tabela III.12 - Propriedades físico-químicas da biomassa combustível e do carvão[43].

PROPRIEDADES BIOMASSA CARVÃO VEG.

Densidade[kg/m3] ~500 ~1300 Tamanho de partícula ~3mm ~100µm C (em base seca) 42-54 65-85 O (em base seca) 35-45 2-15 S (em base seca) máx. 0,5 0,5-7,5 Si02 (conteúdo nas cinzas) 23-49 40-60 K20 (conteúdo nas cinzas) 4-48 2-6 Al203 (conteúdo nas cinzas) 2,4-9,5 15-25 Fe203 (conteúdo nas cinzas) 1,5-8.5 8-18 Temperatura de Ignição [K] 418-426 490-595 PCI [MJ/kg] 14-21 23-28

3.4 – Simulação Computacional

A simulação computacional de sistemas, ou apenas simulação, consiste na utilização de certas

técnicas matemáticas, empregadas em computadores, as quais permitem imitar o

funcionamento de praticamente qualquer tipo de operação ou processo do mundo real, ou

seja, é o estudo do comportamento de sistemas reais através do exercício de modelos.

Existem diversas definições para a simulação, dentre elas podemos citar a de Pegden (1990)

que diz “a simulação é um processo de projetar um modelo computacional de um sistema real

61

e conduzir experimentos com este modelo com o propósito de entender seu comportamento

e/ou avaliar estratégias para sua operação”. Desta maneira, podemos entender a simulação

como um processo amplo que engloba não apenas a construção do modelo, mas todo o

método experimental que se segue, buscando:

• Descrever o comportamento do sistema;

• Construir teorias e hipóteses considerando as observações efetuadas;

• Usar o modelo para prever o comportamento futuro, isto é, os efeitos produzidos por

alterações no sistema ou nos métodos empregados em sua operação.

3.4.1 – Histórico, utilidade e linguagens

A simulação computacional foi desenvolvida com o crescimento cada vez mais rápido do

computador, sendo a sua primeira distribuição em grande escala durante o Projeto Manhattan

(na Segunda Guerra Mundial) para modelar o processo da detonação nuclear; era uma

simulação de 12 esferas, usando um algoritmo Monte Carlo. Esta técnica é utilizada

habitualmente como um suplemento ou em substituição de sistemas que se aproximem da

forma analítica.

Existem vários e diferentes tipos de simulações computacionais: o ponto comum entre eles é o

fato de criarem cenários representativos para um modelo em que uma enumeração completa

de todos os estados possíveis do mesmo modelo seria proibitiva ou impossível.

Os modelos do computador foram usados inicialmente como um suplemento para outros

argumentos mas, mais tarde, o seu uso difundiu-se, passando a ser utilizado normalmente.

Existem inúmeras linguagens de programação disponíveis hoje no mercado. Por motivos

como a facilidade de trabalho, pode-se destacar: Visualbasic, Delphi e C++ ainda são as

linguagens mais populares[18].

3.4.2 – C++

O C++ foi inicialmente desenvolvido por Bjarne Stroustrup dos Bell Labs, durante a década

de 1980. Desde os anos 1990 é uma das linguagens comerciais mais populares, sendo bastante

usada também na academia por seu grande desempenho e base de utilizadores.

62

Pode-se dizer que C++ foi a única linguagem entre tantas outras que obteve sucesso como

uma sucessora à linguagem C, inclusive servindo de inspiração para outras linguagens como

Java, a IDL de CORBA e C. O C++ é uma linguagem ao mesmo tempo poderosa e gratuita. O

desenvolvedor que se apropria efetivamente do conhecimento de como utilizar C++ passa a

ser capaz de desenvolver sistemas tanto para sistema operacional pago quanto para sistema

operacional gratuito. Pelo fato de que o desenvolvimento com C++ eventualmente faz

dispensar a aquisição de licenças de software, apropriar-se do conhecimento de C++ é

considerado um bom investimento para o desenvolvedor. A linguagem C++ é

multiplataforma, de forma que virtualmente qualquer compilador pode ser usado. São dados

exemplos para Windows e Linux. O uso de C++ produz código executável com desempenho

de execução de programa nativo, portanto bastante superior ao Java1[18].

A seguir é apresentado um simples exemplo de algoritmo que opera na linguegem C++.

Exemplo: algoritmo que lê 3 valores, calcula a média e escreve o resultado na tela. Para

traduzi-lo, será necessário conhecer a sintaxe da linguagem C++, isto é, como escrever

corretamente o programa de forma que o compilador entenda.

• Algoritmo original:

INÍCIO INTEIRO x, y, z REAL média LER x LER y LER z média = (x+y+z)/3 ESCREVER média FIM

• Em C++:

#include <iostream.h> main() { int x, y, z; float media; cin >> x; cin >> y; cin >> z; media = (x+y+z)/3;

63

cout << media; }

Significados:

<iostream.h> = Indica uso da biblioteca para entrada e saída padrão

main() - principal em inglês = Corresponde ao INÍCIO do algoritmo

int x, y, z = Declaração de 3 variáveis do tipo inteiro (int) – x, y e z. Todas as variáveis devem

ser declaradas antes de serem usadas. Ao final da cada comando é necessária a presença de

um ponto-e-vírgula.

float media = Declaração da variável media, cujo tipo é real (float). Os nomes das variáveis

não podem ter acentuação.

cin >> x = Equivale ao LER: espera a digitação de um valor inteiro e armazena na variável x

;(Idem para as variáveis y e z);

media = (x+y+z)/3 = Calcula a média dos 3 números e armazena o resultado na variável

“media”.

cout << media = Finalmente, escreve na tela o valor da variável media, calculado na linha

anterior.

} = A chave inicial e final equivale ao início e ao fim do algoritmo.

3.5 – Modelo termoquímico do Alto-Forno

Foi construído um modelo termoquímico[39] baseado em balanço de massas e térmico para

altos-fornos a carvão vegetal que serviu de base para o desenvolvimento do modelo deste

trabalho. Esse modelo calcula índices operacionais do alto-forno com a mesma periodicidade

com que se consegue a análise dos gases de topo, mostrando os desvios de nível térmico do

64

forno e permitindo uma ação rápida e corretiva do operador, propiciando melhoria na

qualidade do gusa e no processo como um todo. O modelo termoquímico desenvolvido foi

aplicado em usinas que operam altos-fornos com carvão vegetal, fornecendo resultados

condizentes com o estado real.

Esse modelo é baseado em cinco tipos distintos de informação:

1) Dados dos gases do topo

- %CO2 e %H2;

- Temperatura;

2) Dados da carga

- Peso de cada constituinte;

- Análise química do redutor;

- Carbono fixo, cinzas, voláteis, umidade;

- Composição dos voláteis;

- Analise química dos outros componentes;

- Fe na carga metálica;

- Outros

3) Dados de sopro

- Temperatura do ar soprado;

- Umidade do ar;

- Injeções auxiliares;

4) Dados de corrida

- Temperatura do gusa;

- Temperatura da escória;

- %Si no gusa;

- Outros componentes do gusa;

- Composição da escória.

65

5) Dados de perdas

- Perdas na zona de elaboração

- Perdas na zona de preparação

Os gases de topo são o sensor ideal do alto-forno porque qualquer alteração de marcha se

reflete instantaneamente em mudanças na composição destes gases.

Os índices operacionais calculados pelo modelo estão listados no fluxograma da figura 3.25 a

seguir, onde:

- O índice "fator ômega (w)" mede o desempenho da transferência de massas no alto-forno,

conforme explicado com mais detalhes anteriormente. Este índice influi fortemente no

consumo de carvão e indica principalmente dois fatores: a distribuição da carga e gases e a

redutibilidade do minério;

- O índice "gama (y)" compara a temperatura real dos gases de topo com a temperatura

calculada considerando que as condições de transferência de calor na zona de preparação

sejam perfeitas (temperatura dos sólidos igual à dos gases na zona de reserva térmica). Esse

índice mede os desvios da idealidade das condições de transferência de calor e localiza

instantaneamente tendências de escoamento imperfeito dos gases;

- Os índices "ΔC" compara a quantidade de carvão sendo carregada com aquela sendo

consumida instantaneamente, mostrando a tendência do nível térmico do alto-forno e

quantificando a modificação a ser realizada na carga;

- O índice "alfa (α)" mostra a tendência da posição das isotermas da zona de preparação e

consequentemente das pré-condições de redução indireta nesta zona[39].

O modelo permite calcular o peso das matérias-primas a partir do peso e composição da

escória e gusa ou, fornecendo o peso das matérias primas, calcular o peso e a composição dos

produtos. Esse modelo termoquimico é aplicável uma vez conhecidas as perdas térmicas nas

duas zonas do alto-forno. Médias mensais de perdas térmicas são estatísticamente

representativos para o uso no modelo matemático visto que, considerando uma operação

estável no alto-forno, as perdas térmicas na unidade de tempo (th/h) não têm seus valores

substancialmente alterados ao longo do tempo.

66

Figura 3.25 – Perfil dos índices operacionais calculados pelo modelo[39].

67

4 - Metodologia

4.1 - Construção do Algoritmo

A construção do algoritmo foi feito com base no balanço mássico e térmico para um forno de

médio porte a carvão vegetal. A estrutura do algoritmo foi organizada de tal forma a permitir

que, sabendo-se da composição química das matérias primas e produtos do reator, bem como

de alguns parâmetros operacionais (como temperatura da região de reserva térmica e

comportamento físico-químico da fronteira entre as Zonas de Preparação e Elaboração), seja

possível prever quais serão os efeitos imediatos da injeção de diferentes materiais

pulverizados pelas ventaneiras na: temperatura de chama, quantidade de carvão carregado

pelo topo, taxa de substituição, volume de gás de topo e composição desse gás.

AS DEFINOÇÕES DAS VARIÁVEIS QUE COMPÕEM OS ALGORITMOS EXPLANADOS A SEGUIR,

BEM COMO VALORES E UNIDADES ENCONTRAM-SE NAS TABELAS IV.19, IV.20 E IV.21 DO

ÍNDICE 4.3 ADIANTE.

4.2 - Cálculo de temperatura de chama

O cálculo da temperatura de chama é feito por um balanço de massa sucedido de um balanço

térmico de todas as reações que ocorrem na zona de combustão, levando-se em conta a

injeção de material orgânico pulverizado: participam da queima o carbono e os materiais

voláteis. Para tais cálculos foram feitas as seguintes considerações:

- Parte do carbono carregado pelo topo que chega a esta região não reage, indo compor a

reserva flutuante de carbono – homem morto;

- Considera-se que 100% do carbono dos materiais pulverizados é queimado na zona de

combustão: Índice de Combustibilidade (IC) = 1;

- Os produtos gasosos ao final da evolução da combustão são N2, H2 e CO;

- As cinzas dos combustíveis não participam do processo;

- A base de calculo é para a produção de uma tonelada de gusa.

68

Balanço de Massa Calculo do número de mols de água contido no ar úmido: NVAR=VAU*UAS/18; Calculo do volume de ar seco: VS=VAU*(1-((UAS*22.4)/(18*1000))); Calculo do numero de mols de oxigênio e nitrogênio no ar: NO2A=VS*1000*(21+PEO)/(22.4*100); NN2A=VS*1000*(79-PEO)/(22.4*100); Calculo da massa de finos injetada – base seca: MFS=MFU*(100-TUCV)/100; Calculo do numero de mols de carbono dos finos que participa da combustão: NCF=MFS*1000*CFCV*IC/(12.01*100); Calculo do numero de mols de CO, CO2,H2 e CH4 proveniente dos voláteis: NCO2F=MFS*1000*TVCV*DCTV/(44.01*100*100); NCOF=MFS*1000*TVCV*MCTV/(28.01*100*100); NH2F=MFS*1000*TVCV*HTV/(2*100*100); NCH4F=MFS*1000*TVCV*MTV/(16.01*100*100); Calculo do numero de mols de água proveniente da umidade dos finos: NH2OF=MFU*TUCV*1000/(100*18); Calculo do numero total de mols de oxigênio que reage na zona de combustão: NORZC=NO2A + NVAR/2 + NCO2F + NH2OF/2; Calculo do numero de mols total de carbono consumido na reação com o oxigênio: NCRZC=2*NORZC; Calculo do numero de mols de carbono proveniente do topo NCT = NCRZC - NCF - NCO2F - NCH4F; Calculo no numero de mols de CO, H2 e N2 que sai da zona de combustão: NMSZC=NCRZC + NCOF; NHSZC=NVAR + NH2F + 2*NCH4F + NH2OF; NNSZC=NN2A; Balanço Térmico Calculo do calor de resfriamento do ar da Temperatura de sopro a 298K: QZC1=(NN2A*8.2773 + NO2A*8.2942 + NVAR*9.9882)*TK - (NN2A*3107 + NO2A*2828 + NVAR*3660); Calculo do resfriamento do carbono: QZC3=26420*NCRZC; QZC5=(NVAR + NH2OF)*57800 + NCH4F*17890 + NCO2F*94054; Cálculo do calor de evaporação da umidade dos finos: QZC6=NH2OF*9820; Cálculo da Temperatura de chama TC=(QZC5 + QZC6 - QZC1 - QZC3 - (NNSZC*3107 + NMSZC*3774 + NHSZC*3539) + 2983*NCT ) / ((4.009*NCT) - (NNSZC*8.2773 + NMSZC*8.6758 + NHSZC*8.1173));

69

4.3 - Cálculo do Consumo de Carvão e da Taxa de Substituição

Com base no balanço de Oxigênio da Zona de Elaboração é calculada a quantidade de

carbono que deve ser carregada pelo topo de acordo com a taxa de injeção de finos utilizada,

bem como a taxa de substituição.

O balanço de oxigênio quantifica todo o oxigênio que entra na zona de preparação (tanto

proveniente da Zona de Preparação quanto proveniente das ventaneiras) e, segundo as

considerações termoquímicas da zona de reserva térmica, faz o balanço mássico de todas as

reações que ali ocorrem, apurando a quantidade de carbono gaseificado. Levando-se em conta

todas as entradas e saídas de carbono da zona de Elaboração, o algoritmo calcula o quanto de

carbono e necessário carregar no topo para que, juntamente com o carbono mais os voláteis

pulverizados pelas ventaneiras, todo oxigênio que entra no reator reaja. Sabendo-se do

carbono fixo do carvão vegetal carregado pelo topo, calcula-se a quantidade de carvão que

deve ser carregada pelo topo.

Para o cálculo da taxa de substituição, o algoritmo calcula automaticamente antes de toda

simulação o consumo de carvão vegetal pelo topo para uma taxa de injeção de material

pulverizado = 0. Em seguida, com a taxa de injeção simulada, é apurado o consumo de carvão

pelo topo atual. Finalmente, o programa apura a quantidade de carvão economizado pelo topo

e calcula a taxa de substituição. Para esses cálculos foram feitas as seguintes considerações:

- Temperatura da zona de reserva térmica = 800°C – valor médio para altos fornos a carvão

vegetal;

- Fator ω = 0,1023; valor médio para altos fornos a carvão vegetal;

- Relação CO2/CO (RGAS) em equilíbrio com o Fe-FeO entre as zonas de preparação e

elaboração = 0,645 (calculado para a temperatura considerada);

- Relação H2O/H2 (RGAS1) em equilíbrio com o Fe-FeO entre as zonas de preparação e

elaboração = 0,667 (calculado para a temperatura considerada);

- A base de calculo é para a produção de uma tonelada de gusa.

70

Cálculo das entradas de oxigênio: C=FG1*179.05*OFEW+MnG1*181.82+51*714.29+PPG*806.5+2*CaD*1000*(CaOCD/100)/56- PGT*100*(CaOPGT/100)/56; D=FG1*179.05; C=C+D*W; XK=18.75+0.89*PEO+(1/18)*UAS; XK9=2*(MFU*((100-TUCV)/100)*(1000/44.01)*(TVCV/100)*DCTV/100)+ (MFU*((100-TUCV)/100)*(1000/28.01)*TVCV/100)+MFU*(1000/18)*(TUCV/100); C2=XK*VAS+XK9; XK1=((COVE/28.01)/(CFC/100)) *(1000/28.01 ) + 2*((CO2VE/44.01)/(CFC/100)) *(1000/44.01); XK2=(COVE/100*(CG*10 + PGT* CP/100)/(CFC/100))*(1000/28.01)+ 2*CO2VE/100*( CG*10 + PGT* CP/100)/(CFC/100)*1000/44.01; Cálculo das saídas de oxigênio: XK3=(COVE/100)/(CFC/100)*1000/28.01; XK4=(COVE/100)*((CG*10+(CP/100)*PGT))/(CFC/100)*1000/28.01; XK5=(CO2VE/100)/(CFC/100)*1000/44.01; XK6=(CO2VE/100)*((CG*10+(CP/100)*PGT))/(CFC/100)*1000/44.01; XK7= (H2VZE/100)/(CFC/100)*1000/2; XK8=(H2VZE/100)*((CG*10+(CP/100)*PGT))/(CFC/100)*1000/2; XK10=XK1*MFU*(TCCV/100)*(100-TUCV)/100; XKf=(1000/28.01)*(MCTV/100)*(TVCV/100)*((100- TUCV)/100)*(1+2*RGAS)/(1+RGAS)+(1000/44.01)*(DCTV/100)*(TVCV/100)*((100-TUCV)/100)*(1+2*RGAS)/(1+RGAS)+(1000/16.01)*(MCV/100)*((TVCV)/100)*((100-TUCV )/100)*(1+2*RGAS)/(1+RGAS)+(1000/12.01)*(CFCV/100)*((100-TUCV )/100)*(1+2*RGAS)/(1+RGAS)+(1000/2)*(HTV/100)*(TVCV/100) *((100-TUCV )/100)*(RGAS1)/(1+RGAS1)+2*(1000/2)*(MTV/100)*(TVCV/100) *((100-TUCV )/100)*(RGAS1)/(1+RGAS1)+(1000/18)*(TUCV/100)*(RGAS1)/(1+RGAS1); XK11=XKf*MFU; CBO=(1+2*RGAS)/(1+RGAS)*(CaE+XK4+XK6)+ RGAS*XK8/(1*RGAS1); G1=(1+2*RGAS)/(1+RGAS)*(1000/12+XK3+XK5)+RGAS*XK7/(1+RGAS1); XK12=G1*MFU*((100-TUCV)/100)*(TCCV/100); O=(RGAS1/(RGAS+1))*UAS/18; CVA=(CBO+XK11-C-XK2-XK9+XK10-XK12)/(XK-O); XJ=(G1-XK1)/(XK-O); L=D/(XK-O); Cálculo do carbono gaseificado CG2=(VAS-CVA+L*W)/XJ; Cálculo do crvão carregado pelo topo CCPT = CG2 + PCG + PCP - IC*(CFCV * (MFU - 0.01*TUCV*MFU)) - CCT; Cálculo da taxa de substituição: TS = (CCPT(0)-CCPT))/MFU

71

4.4 - Cálculo do volume e composição dos gases de topo

Com base nos resultados das reações ocorridas na zona de elaboração e a composição da

carga mineral e do carvão vegetal carregado pelo topo é feito o balanço mássico das reações

que ocorrem na Zona de Preparação. Como resultado apura-se o volume dos gases liberados

no topo e sua composição, que é de extrema importância no acompanhamento do

comportamento do forno. Para tais cálculos são feitas as seguintes considerações:

- Toda carga metálica é desvolatilizada na zona de Preparação;

- A base de calculo é para a produção de uma tonelada de gusa.

Calculo das constantes para a equação do número de moles de Nitrogênio do ar. I1= (CVA * 0.79 *1000)/22.4; I2 = (XJ * 0.79 *1000)/22.4; I3 = - (L * 0.79 *1000)/22.4; I4 = UAS * CVA/18; Calculo das constantes para a equação do número de moles de CO que sai da zona de elaboração CCOE1 = (CaE + XK4 + XK6)/(1 + RGAS); CCOE2 = ((1000/12) + XK3 + XK5)/ (1 + RGAS); Calculo das constantes para a equação do número de moles de CO2 que sai da zona de elaboração CCO2E1 = (CaE + XK4 + XK6) * RGAS/ (1 + RGAS); CCO2E2 = (1000/12 + XK3 + XK5) * RGAS/ (1 + RGAS); Calculo das constantes para a equação do número de moles de H2O que sai da zona de elaboração CAE1 = (RGAS1/(1 + RGAS1)) * XK8 + (UAS * CVA)/18 * (RGAS1/(1 + RGAS1)); CAE2 = (RGAS1/(1 + RGAS1)) * XK7 *((UAS * XJ)/18) * (RGAS1/ (1 + RGAS1)); CAE3 = - ((UAS * L)/18 ) * (RGAS1/ (1 + RGAS1)); Calculo das constantes para a equação do número de moles de H2 que sai da zona de elaboração R1= CAE1/RGAS1; R2 = CAE2/RGAS1; R3 = CAE3/RGAS1; Calculo do volume de gases provenientes da zona de elaboração VGZE=(CCOE1+CCO2E1+CAE1+R1+I1+(CCOE2+CCO2E2+CAE2+R2+I2)*CG2+(CAE3+R3+I3)*W) *22.4*0.001; Calculo do volume de CO dos voláteis VCOV=(PCVS*(MCC/100)*(COMV/100)*1000/28)*22.4*0.001; Calculo do volume de CO2 dos voláteis VCO2V=(PCVS*(MCC/100)*(CO2MV/100)*1000/44)*22.4*0.001; Calculo do volume de H2 dos voláteis VH2V=(PCVS*(MCC/100)*(H2MV/100)*1000/2)*22.4*0.001; Calculo do volume de CH4 dos voláteis VCH4=(PCVS*(MCC/100)*(CH4MV/100)*1000/16)*22.4*0.001;

72

Calculo do volume total dos voláteis VGV=VCOV+VCO2V+VH2V+VCH4; Calculo do volume dos voláteis que saem no topo VGVT=VGV-(VCOZE+VCO2VE+VH2ZE); Calculo do número de moles de H20 da carga. H2OC= ((MFST/(1-UMF/100)-MFST)+ (Mn/(1-UMMn/100)- Mn)+ (PCVS/(1-PUCq /100)- PCVS)+(Q1/(1- UMN/100)-Q1)+(PSB/(1-UB/100)- PSB))*1000/18; Calculo do volume de H2O da carga VUC=H2OC*22.4*0.001; Calculo do volume total de gás de topo VTGT=VGZE+VGVT+VUC+(CO2Mg)*22.4*0.001; Cálculo do numero de mols de H2 proveniente da zona de elaboração: H2ZE = R1 + R2*CG2+ R3*W; Calculo do número de mols de H2 dos voláteis do carvão liberado na zona de preparação. H2CZP = (VH2V - VH2ZE)/22.4*0.001; Calculo do numero de mols de H2 que participa da redução na zona de preparação. H2ZP = (H2ZE + H2CZP); Calculo do número de mols de Fe2O3 reduzido pelo H2 na zona de preparação. FOH2= 2*H2ZP/(3-2*OFEW-2*WL); Calculo do numero de mols de CO2 proveniente da zona de elaboração. CO2ZE = CCO2E1 + CCO2E2*CG2; Número de mols de CO2 da redução na zona de preparação. CO2ZP = (((FT+(PGT*FP/100)*1000/55.85)-FOH2)+(3-2*OFEW-2*WL)/2+((MnZE+ PGT* MnP/100)*1000/55)); Calculo do número de mole de CO2 dos voláteis do carvão vegetal. CO2VC = VCO2V/(22.4*0.001); Calculo da constante para o cálculo do balanço de CO2 na Zona de Preparação BB9 = VCO2VE/(22.4*0.001); Cálculo do numero de moles de CO2 da decomposição do MgCO3 na zona de preparação. CO2Mg = (MgE1+(PGT*MgP/100)*1000/40); Calculo do número de moles de CO2 no gás de topo. Co2GT = CO2ZE +CO2ZP + CO2VC - BB9 + CO2Mg; Calculo do número de moles de CO proveniente da zona de elaboração: COZE = CCOE1 + CCOE2* CG2; Cálculo do número de moles de CO da redução na zona de preparação. COZP = CO2ZP; Calculo do numero de moles de CO dos voláteis do carvão vegetal. COCV = VCOV/(22.4*0.001); Calculo da constante para o cálculo do balanço de CO2 na Zona de Preparação DD9 = VCOZE/(22.4*0.001); Número de moles de CO no gás de topo COGT = COZE - COZP + COCV - DD9; Calculo do número de moles de H20 proveniente da zona de elaboração. H2OZE = CAE1+ CAE2* CG2 + CAE3*W; Calculo do numero de moles de H20 no gás de topo: H2OGT = H2OZE+ H2OC+ H2ZP; Calculo do numero de moles de CH4 no gás de topo. CH4GT= VCH4/(22.4*0.001); Calculo do numero de moles de H2 no gás de topo. N2GT= I1+I2* CG2+I3*W;

73

Calculo da percentagem de CO no gás de topo - base úmida: PCOGT= (COGT*22.4*0.001/VGT)*100; Calculo da percentagem de CO2 no gás de topo - base úmida: PCO2GT= (Co2GT*22.4*0.001/VGT)*100; Calculo da percentagem de CH4 no gás de topo - base úmida: PCH4GT= (CH4GT*22.4*0.001/VGT)*100; Calculo da percentagem de N2 no gás de topo - base úmida: PN2GT= (N2GT*22.4*0.001/VGT)*100; Cálculo da percentagem de H2O no gás de topo – base úmida: PRGT= 100 - (PCH4GT + PN2GT + PCOGT + PCO2GT); PH2GT = PRGT/2.864; PH2OGT = PRGT - PH2GT;

4.5 - Análises químicas

Para simular o comportamento dos materiais pulverizados injetados no alto-forno, torna-se

necessário investigar suas características químicas; para tal, os materiais a serem simulados

foram encaminhados para análises químicas. As biomassas analisadas foram: Bagaço de cana,

Casca de café e palha de arroz. Adicionalmente, analisou-se amostras de Carvão Mineral e

Vegetal, de forma a se comparar o desempenho desses materiais com as biomassas e avaliar o

desempenho do algoritmo comparando o comportamento desses materiais com os descritos na

literatura.

4.5.1 - Análise Quimica Elementar

A análise elementar envolve a determinação do percentual em massa do carbono, bem como

do nitrogênio e hidrogênio. A determinação instrumental de carbono inclui o carbono

orgânico e o carbono inorgânico, geralmente presente na forma de carbonatos. A

determinação de hidrogênio também engloba o contido nos materiais orgânicos e o associado

à água, sob diferentes formas. A técnica também determina nitrogênio, na forma de N2. A

quantificação é feita via calibração externa com a utilização de padrões de referência

certificados sólidos que estão disponíveis .

A análise para esse trabalho foi efetuada no Laboratório Químico do departamento de Solos

da Universidades Federal de Viçosa, segundo a norma ABNT .

Os materiais ensaiados foram previamente pulverizados a uma granulometria entre 100 e

200mesh.

74

O equipamento utilizado foi um analisador elementar da marca Thermo Finnigan-CE

Instruments, modelo Flash EA 1112 CHN series, representado na figura 4.26 a seguir.

Figura 4.26 - Analisador elementar Thermo Finnigan modelo Flash EA 1112 CHN series.

O equipamento é controlado por computador através de software. No final da análise é gerado

um relatório completo com os resultados da composição da amostra em CHN, em

percentagem total entre 0,01% (100 ppm) e 100%.

O analisador opera na base da combustão dinâmica da amostra. A amostra é pesada em

cápsula de estanho e introduzida no reator de combustão através de amostrador automático,

conjuntamente com uma quantidade determinada de oxigénio.

Após a combustão, os gases produzidos, N2, CO2, H2O e SO2, são transportados por corrente

de Hélio através da superfície de cobre do interior do reator, separados por coluna de GC e

finalmente detectados por conductividade térmica (TCD). O tempo total de cada análise é de

12 minutos.

Os resultados obtidos na Análise Elementar são mostrados na tabela IV.22 a seguir. Observa-

se que os carvões possuem de 20% a 40% mais de carbono em sua composição química em

relação as biomassas; observa-se também que os carvões possuem de 2% a 4% menos de

hodrogênio em sua composição.

75

Tabela IV.22 – Resultados da análise química elementar.

Material Composição (%) C H N

Casca de café 44,27 6,57 2,72 Bagaço de cana 44,86 6,55 0,33 Carvão vegetal 65,67 2,36 1,02 Carvão mineral 77,49 3,59 2,35 Casca de arroz 41,13 5,58 0,69

4.5.2 - Análise Quimica Imediata

As análises químicas imediatas foram realizadas no Laboratório Químico da Aciaria da

Vallourec e Sumitomo Tubos do Brasil – VSB, segundo a norma ABNT NBR8112. Tal

ensaio consiste na determinação do teor de umidade, cinzas, voláteis e por fim, através de

diferença, o teor de carbono fixo.

Os resultados da Análise Imediata são mostrados na tabela IV.23 a seguir. Observa-se que os

carvões apresentam, em média, cerca de 40% menos de voláteis em sua composição em

comparação as biomassas; no geral, carvões possuem composição com pelo menos 35% a

mais de carbono fixo em relação às biomassas. Observa-se também teores de umidade e

cinzas relativamente iguais.

Tabela V.23 – Resultados da análise química imediata.

Material Composição (%)

UMIDADE

VOLÁTEIS CINZAS

CARBONO FIXO

Casca de café 5,46 63,36 9,39 21,79 Bagaço de cana 4,21 63,78 7,05 24,96 Carvão vegetal 5,43 23,31 13,44 57,82 Carvão mineral 2,06 17,19 7,72 73,03 Casca de arroz 7,16 60,5 14,31 18,03

76

4.3 - Simulação

Foi simulada a injeção de diversos combustíveis pulverizados nas ventaneiras de um alto-

forno de médio porte (capacidade produtiva de 30 t gusa/hora – Diâmetro de cadinho de

5,5m) do quadrilátero ferrífero de Minas Gerais. A conjuntura processual do alto-forno no

instante da simulação de Injeção de Materiais Pulverizados é demonstrada nas tabelas a

seguir. A tabela IV.13 mostra a composição do carvão vegetal utilizado pelo alto-forno:

Tabela IV.13 – Composição do carvão vegetal carregado pelo topo.

Carvão Vegetal %Carbono Fixo 76,58 %Material Volátil 21,08 %Cinzas 2,32 %Umidade 8,38

A tabela IV.14 mostra a composição da carga mineral utilizada:

Tabela IV.14 – Composição da carga mineral carregada pelo topo.

Carga Mineral

Composição Minério

de Ferro

Sinter Pelota Calcário Minério

de Manganês

Quartzo Dolomita

Peso úmido (Kg/t gusa) 753,24 22,03 717,65 97,47 24,37 66,19 40,08 % Umidade 2,65 1,01 5,26 0 13,64 1,16 0 % Fe 68,18 61,04 64,4 - 10,1 - 3,48 % Mn 0,15 0,08 0,06 0,73 25,06 - - % SiO2 1,07 4,28 3,98 - 19,11 94,33 2,67 %Al2O3 0,8 1,82 0,92 1,23 17,35 0,71 %CaO - 7,25 2,47 - - 0 31,02 %MgO - 0,15 0 54 - 0 17,43 %Álcalis 0 0 0 0 - - - %P 0,02 0,04 0,02 - 0,1 - - %FeO - 10,24 0 - - - -

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A tabela IV.15 mostra a composição da poeira coletada pelo topo:

Tabela IV.15 – Composição da poeira do gás de topo.

Poeira de gas topo. Peso: 22kg/t gusa %Fe 56,45 %Mn 0,04 %SiO2 7,02 %Al2O3 1,89 %CaO 6,22 %MgO 1,05 %P 0,07 %C 27,26

A tabela IV.16 mostra as condições de sopro:

Tabela IV.16 – Condições de sopro do alto-forno.

Sopro Volume de ar soprado 1402.13 Nm³/t gusa Umidade do ar 16,90 g/Nm³ ar seco Temperatura de sopro 1.000 °C Enriquecim. O2 1%

A tabela IV.17 mostra a composição do gusa:

Tabela IV.17 – Composição do Gusa.

Ferro Gusa %C 4,61 %Si 0,63 %Mn 0,54 %P 0,04 %Fe 94,18 Temperatura média 1381°C

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A tabela IV.18 mostra a composição da escória:

Tabela IV.18 – Composição da escória.

Escória %CaO 40,26 %SiO2 43,84 %Al2O3 8,40 %MgO 4,97 %FeO 1,08 %MnO 0,92 Peso 210 kg/t gusa Temperatura média 1431°C

Com base nos dados considerados anteriormente, calculou-se os valores das variáveis de

entrada fixas do algoritmo, que definem a situação do alto-forno analisado; essas variáveis

podem ser alteradas para simular a injeção nas condições de outro alto-forno. As variáveis,

seus respectivos valores e a unidades que quantificam são apresentados na tabela IV.19 a

seguir.

Tabela IV.19 – Variáveis de entrada do algoritmo.

VARIÁVEL DESCRIÇÃO VALOR ASSUMIDO UNIDADE

AlFe1 .= % de Al2O3 no minério de ferro. 0,8 % AlMg .= % de Al2O3 no minério de manganês. 17,35 % Alq .= % de Al2O3 no quartzo. 0,71 % CG .= % carbono no gusa. 4,61 % CaOPGT .= % CaO na poeira do gás de topo. 6,22 % CaOE1 .= % CaO na escória. 40,26 % CaOC .= Número de moles de CaO da carga. 219,85 mols PE1 .= Peso da escória (kg/t gusa). 210,0 kg/ton gusa FG1 .= % de ferro no gusa. 94,0 % FeOE .= % de FeO na escória. 1,08 % FM1 .= % de ferro no minério de ferro I. 68,18 % FMg .= % de ferro no minério de manganês. 10,1 % FT .= Nº de mols de Fe total – Nº de moles de FeO que entra. 17024 mols MFU1 .= Peso úmido de minério de ferro I (kg/t gusa). 753,24 kg/ton gusa Mn .= Peso seco de minério de manganês (kg/t gusa). 21,05 kg/ton gusa MnU .= Peso úmido de minério de manganês (kg/t gusa). 24,37 kg/ton gusa QU .= Peso úmido de quartzo (kg/t gusa). 66,19 kg/ton gusa FOE .= Numero de moles de FeO na escória. 31,04 mols MnOE .= Número de moles de MnO na escória. 27,23 mols AlOE .= Numero de moles de Al2O3 na escória. 173 mols

79

SiOE1 .= Numero de moles de SiO2 na escória. 1532,1 mols CaOE .= Número de moles de CaO na escória. 1502,77 mols MgOE .= Número de moles de MgO na escória. 25,89 mols MnG1 .= % em manganês no gusa. 0,54 % MnE .= % de MnO na escória. 0,92 % MnF1 .= % de Mn no minério de ferro I. 0,15 % MnM .= % de Mn no minério de manganês. 25,06 % MCC .= % de matéria volátil do carvão vegetal. 21,08 % MgE .= % de MgO na escória. 4,97 % FG .= Numero de moles de ferro no gusa. 16785,71 mols PPG .= % P no gusa. 0,04 % PCAL .= Peso de calcário (kg/t gusa). 97,47 kg/ton gusa PEA .= % Al2O3 na pelota. 0,92 % PEC .= % CaO na pelota. 2,47 % PEF .= % ferro na pelota. 64,4 % PEM .= % Mn na pelota. 0,06 % PEP .= % P na pelota. 0,02 % PES .= % SiO2 na pelota, 3,98 % PEU .= % Umidade na pelota. 5,26 % PUP .= Peso úmido de pelota (kg/t gusa). 717,65 kg/ton gusa PSI .= Peso seco de sínter (kg/t gusa). 21,81 kg/ton gusa PSIU .= Peso úmido de sínter (kg/t gusa). 22,03 kg/ton gusa PSiMn .= % de SiO2 no minério de manganês. 19,11 % PSiQ .= % de SiO2 no quartzo. 94,33 % PSiC .= % de SiO2 na cinza do carvão vegetal. 17,73 % SiE .= % SiO2 na escória. 43,84 % SiS1 .= % AL2O3 no sínter. 1,82 % CaOS .= % CaO no sínter. 7,25 % FeS .= % Fe no sínter. 61,04 % FeOS .= % FeO no sínter. 10,24 % MgOS .= % MgO no sínter. 0,15 % MnS .= % Mn no sínter. 0,08 % SiS .= % SiO2 no sínter. 4,28 % US .= % umidade no sínter. 1,01 % TK .= Temperatura de sopro, °K. 1273 K TG .= Temperatura do gusa, °C. 1381 °C UMF1 .= % umidade do minério de ferro I. 2,65 % UMMn .= % umidade do minério de manganês. 13,64 % PUCq .= % umidade do carvão vegetal. 8,38 % COMV .= % em peso de CO na matéria volátil do carvão vegetal. 36,52 % CO2MV .= % em peso de CO2 na matéria volátil do carvão vegetal. 37,33 % H2MV .= % em peso de H2 na matéria volátil do carvão vegetal. 12,83 % CH4MV .= % em peso de CH4 na matéria volátil do carvão vegetal. 11,37 % Pdol .= Peso de dolomita (kg/t gusa). 40 kg/ton gusa PSiD .= % de SiO2 na dolomita. 2,67 %

80

PCaD .= % de CaO na dolomita. 31,02 % PMgD .= % de MgO na dolomita. 17,43 % PCaC .= % de CaO no calcário. 54,0 % PFC .= % de ferro no calcário. 0,73 % PSiC1 .= % de SiO2 no calcário. 1,23 % PF1C .= % de minério de ferro I na carga metálica. 50,45 % PSCM .= % de sínter na carga metálica. 1,48 % PPCM .= % de pelota na carga metálica. 48,07 % PCCq .= % de cinzas no carvão vegetal. 2,32 % AlEs .= % de Al2O3 na escoria. 8,4 % AlPGT .= % de Al2O3 na poeira do gás de topo. 1,89 % CP .= % carbono na poeira do gás de topo 27,0 % FP .= % de ferro na poeira. 56,45 % MgE1 .= Nº de moles de MgO que entra na zona de elaboração. 19,35 mols MgP .= % de MgO na poeira. 1,85 % MnP .= % de Mn na poeira. 0,04 % MnZE .= Nº de moles de Mn que entra na zona de elaboração. 107,30 mols PGT .= Peso da poeira do gás de topo (kg/t gusa). 22,0 kg/ton gusa RGAS .= CO2/CO em equilíbrio com Fe-FeO em T4. 0,645 RGAS1 .= H2O/H2 em equilíbrio com Fe-FeO em T4. 0,667 S1 .= % Si no gusa. 0,63 % TE .= Temperatura da escória, °C. 1431 °C W .= Fator Omega 0,1023

As variáveis de entrada do algoritmo cujos valores são “abertos” são mostradas na tabela

IV.20 a seguir. Essas variáveis receberão os dados com os quais deseja-se simular as

diferentes situações no alto-forno.

Tabela IV.20 – Variáveis de simulação dos parâmetros de ICP.

VARIÁVEL DESCRIÇÃO UNIDADE CFCV .= Teor de carbono fixo dos pulverizados. % HTV .= Teor de hidrogenio relacao ao volateis da base seca. % MCTV .= Teor de monóxido de carbono em relação aos voláteis. % MCV .= Massa de pulverizado injetado kg/ton gusa MFS .= Massa do fino seco (kg/t gusa) kg/ton gusa MFU .= Massa do fino úmido (kg/t gusa) kg/ton gusa MTV .= Teor de metano em relacao aos voláteis (%) % PEO .= % de enriquecimento de oxigênio. % TK .= Temperatura de sopro. K TCCV .= Teor de carbono fixo em relação TUCV .= Teor de umidade dos pulverizados (%) % TVCV .= Teor de volateis em ralcao a base seca (%) % UAS .= Umidade do ar (g/Nm3 ar seco). g/Nm3 ar seco

81

VAS .= Volume ar soprado (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VAU .= Volume de ar úmido (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa DCTV .= Teor de dioxido de carbono em relacao aos volateis (%) % CFC .= % carbono fixo no carvão vegetal carregado pelo topo. %

A tabela IV.21 a seguir mostra as variáveis de “transporte” do algoritmo, ou seja, variáveis

que recebem valores resultantes de equações iniciais e os conduzem a equações subsequentes.

Tabela IV.21 – Variáveis que recebem valores no algoritmo.

VARIÁVEL DESCRIÇÃO UNIDADE VTGT .= Volume total do gás de topo (Nm3/t gusa). Nm3/t gusa CO2ZE .= Numero de moles de CO2 proveniente da zona de elaboração. mols H2ZP .= Nº de mols de H2 que participa da redução na zona de preparação. mols MnZE .= Número de mols de manganês que entra na zona de elaboração. mols MgE1 .= Número de mols de MgO que entra na zona de elaboração. mols O .= Constante numa equação do balanço de oxigênio da ZE. O1 .= Constante na equação do número de moles de oxigênio do ar. O2 .= Constante na equação do número de moles de oxigênio do ar. O3 .= Constante na equação do número de moles de oxigênio do ar. PCOGT .= % CO no gás de topo. Base úmida % PH2GT .= % H2 no gás de topo base úmida. % PCH4GT .= % CH4 no gás de topo. Base úmida % PN2GT .= % N2 no gás de topo. Base úmida % OFEE .= 4/3 – OFEW VH2GT .= Volume de H2 no gás de topo (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VH2E .= Volume de H2 proveniente da zona de elaboração (Nm3/t gusa). Nm3/t gusa VGTS .= Volume do gás de topo seco (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VGVT .= Volume dos voláteis que saem no topo (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VGZE .= Volume de gases provenientes da zona de elaboração (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VH2RE .= Volume de H2 da redução na zona de preparação (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VH2V .= Volume de H2 nos voláteis (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VH2ZE .= Volume de H2 dos voláteis que para zona de elaboração (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa VH2ZP .= Volume de H2 dos voláteis que fica na z. de elaboração (Nm3 /t gusa). Nm3/t gusa XJ .= Constante na equação de V. XK .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK1 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK10 .= Constantes utilizadas no balanço de Oxigênio XK11 .= Constantes utilizadas no balanço de Oxigênio XK12 .= Constantes utilizadas no balanço de Oxigênio XK2 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK3 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK4 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração.

82

XK5 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK6 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK7 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK8 .= Constante na equação do balanço de oxigênio na zona de elaboração. XK9 .= Constantes utilizadas no balanço de oxigênio XKf .= Constantes utilizadas no balanço de oxigênio Y3 .= Constante da saída de calor na zona de elaboração Y4 .= Constante da saída de calor na zona de elaboração Y5 .= Constante da saída de calor na zona de elaboração

A figura 4.27 a seguir mostra a imagem principal do simulador – plano no qual as simulações

são feitas e os resultados são apurados. À esquerda pode-se variar as condições de sopro e as

condições termodinâmicas da zona de reserva térmica e, principalmente, variar a composição

do material pulverizado e sua taxa de injeção; à direita pode-se observar os reflexos destas

variações na Temperatura de Chama, Taxa de Substituição, Consumo de Carvão Vegetal,

Volume e Composição do gás de topo.

83

Figura 4.27 – Plano principal de trabalho do simulador.

84

5 - Resultados e discussões

Os resultados das simulações de injeção dos materiais pulverizados com relação à temperatura

de chama são mostrados na figura 5.28 a seguir.

A tendência principal observada inicialmente no decréscimo das temperaturas de chama com

o aumento da taxa de injeção é esse efeito muito menos acentuado quando se trata dos carvões

devido basicamente ao percentual de carbono fixo destes materiais, conforme observado na

literatura.

É possível observar que materiais que apresentam menor percentagem de voláteis em sua

composição, em especial os carvões, proporcionam maiores temperaturas de chama durante a

injeção pelas ventaneiras. Para taxas de injeção próximas a zero, tem-se temperaturas de

chama próximas a 2.400°C; esses valores de temperatura sofrem um decréscimo quase linear

a medida que se aumenta a taxa de injeção e esse decréscimo, mais acentuado para as

biomassas, atinge valores de temperatura de 2.000°C (casca de arroz) até 1.800°C (bagaço de

cana). Observa-se também que, dentre as biomassas, a taxa de redução da temperatura de

chama com o aumento da taxa de injeção é menor para materiais que apresentam maior

percentual de gases combustíveis em sua fração volátil, com influência predominante da

quantidade de CH4 nos voláteis da casca de arroz; os teores de H2 na parte volátil mostram

também ter influência na temperatura de chama, contudo de forma inversa.

85

Figura 5.28 – Resultado das simulações para Temperatura de Chama.

Com relação aos resultados relativos às taxas de substituição (figura 5.29), observa-se valores

maiores para materiais com menor teor de voláteis; contudo observa-se uma acentuada

diferenciação entre os desempenhos dos carvões com o das biomassas, o que pode ser

atribuído principalmente ao teor de carbono fixo.

Para uma taxa de injeção de 100kg/t gusa observa-se para os carvões uma manutenção da taxa

de substituição em valores próximos ainda a 0,95, enquanto as biomassas, para a mesma taxa

de injeção, ultrapassam a barreira inferior de 0,8.

Dentre as biomassas, observa-se maiores impactos negativos na taxa de substituição para

maiores teores de H2 das frações de voláteis aliado a menores teores de CH4 e CO – casca de

arroz e casca de café com comportamentos similares e superiores ao do bagaço de cana.

Na mesma tendência da literatura, observa-se, no geral, taxas de substituição mais elevadas

para materiais com maior relação C/H em sua composição, principalmente dentre as

biomassas. Além disso, vale ressaltar as taxas de substituição próximas a 1 para menores

taxas de injeção, com decréscimo não linear com o aumento da taxa de injeção, em especial

para as biomassas.

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

Tem

pera

tura

de

cham

a (°

C)

Taxa de injeção (kg/t gusa)

casca de café

bagaço de cana

carv. vegetal

carv. mineral

casca de arroz

86

Figura 5.29 – Resultado das simulações para Taxa de Substituição.

Com relação ao desempenho dos materiais no tocante ao consumo de carvão mostrado na

figura 5.30 a seguir, observa-se comportamento análogo ao produzido sobre a taxa de

substituição, com destaque para o comportamento das biomassas: observa-se um

comportamento similar aos carvões até taxas de injeção entre 30 e 40kg/t gusa, a partir das

quais as biomassas passam a produzir valores de economia de carvão vegetal cada vez

menores até valores de injeção próximos a 120kg/t gusa; daí por diante incrementos na taxa

de injeção de biomassas pulverizadas passam a refletir em aumento do consumo de carvão

vegetal pelo topo. Esses aumento no consumo de carvão vegetal se dá, mais especificamente,

para taxas de injeção maiores que 130kg/t gusa para Bagaço de Cana e maiores que 140kg/t

gusa para casca de arroz e casca de café. Tal efeito pode ser atribuído à queda de eficiência de

combustão desses materiais nas ventaneiras causada pela injeção de maiores quantidades de

cinzas, voláteis e aumento da turbulência da zona de combustão, conforme visto na literatura.

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

1,1

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

Taxa

de

Subs

titu

ição

Taxa de injeção (kg/t gusa)

CASCA DE CAFÉ

BAGAÇO DE CANA

CARVÃO VEGETAL

CARVÃO MINERAL

CASCA DE ARROZ

87

Figura 5.30 – Resultado das simulações para Consumo de Carvão pelo Topo.

.

No tocante ao volume total de gás de topo, observa-se uma realação diretamente proporcional

com relação ao teor de voláteis do material, que vai de encontro à maioria dos autores sobre a

injeção de carvão pulverizado. Em especial para as biomassas, essa tendência é acentuada se

for observado os teores de CO e CH4 na composição de sua fração volátil, como o bagaço de

cana e a casca de café. O reflexo da injeção dos materiais pulverizados na composição do gás

de topo é mostrado na figura 5.31 a seguir.

O aumento da taxa de injeção dos carvões pulverizados de 0 kg/t gusa até 150 kg/t resulta em

um aumento de volume de gás de topo de cerca de 100Nm³/t gusa apenas ao longo de uma

curva de inclinação muito menor que a observada para as biomassas. Esses materiais,

injetados a taxas acima de 100kg/t gusa, já proporcionam valores de volume de gás de topo

acima de 2.500 Nm³/t gusa, o que aponta para o uso desses materiais pulverizados em níveis

de taxa de injeção mais baixos ou misturados com carvão.

440

460

480

500

520

540

560

580

600

620

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150

Cons

umo

de c

arvã

o ve

geta

l (Kg

/t g

usa)

Taxa de injeção (kg/t gusa)

CASCA DE CAFÉ

BAGAÇO DE CANA

CARVÃO VEGETAL

CARVÃO MINERAL

CASCA DE ARROZ

88

Figura 5.31 – Resultado das simulações para Volume de Gás de Topo.

A influência da injeção dos diferentes materiais pulverizados na razão CO/CO2 no topo é

mostrada na figura 5.32 a seguir. Observa-se maiores taxas da razão de CO/CO2 para

materiais com maiores teores de voláteis em sua composição, bem como maiores frações de

H2 desses voláteis, o que vai de encontro com autores que apuraram que esses elementos

prejudicam a eficiência da combustão e reagem de forma concorrente com os gases redutores

na subida do forno, promovendo um aproveitamento menos eficiente do CO.

Enquanto a injeção de carvões pulverizados até taxas acima de 100 kg/t gusa mantém a razão

CO/CO2 próxima a 1,12, a injeção de biomassa resulta em razões acima de 1,20, com

destaque para o bagaço de cana, que para taxas de injeção próximas a 150 kg/t gusa têm-se

uma razão CO/CO2 próxima a 1,30.

2200

2300

2400

2500

2600

2700

2800

0 10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

Vol

ume

de g

ás d

e to

po (N

m³/

t gus

a)

Taxa de injeção (kg/t gusa)

CASCA DE CAFÉ

BAGAÇO DE CANA

CARVÃO VEGETAL

CARVÃO MINERAL

CASCA DE ARROZ

89

Figura 5.32 – Resultado das simulações para Razão CO/CO2 no gás de topo.

O comprtamento da evolução da composição do gás de topo com relação ao H2 e H2O de

acordo com a taxa de injeção dos diferentes materiais pulverizados pode ser observado nas

figuras 5.33 e 5.34 a seguir. Observa-se uma ação direta da contribuição desses gases no

aumento do volume de gás de topo com o aumento da taxa de injeção, em especial para os

materiais de mais elevado teor de voláteis: casca de arroz, bagaço de cana e casca de café,

conforme já apontado por autores com relação à injeção de carvão vegetal.

Figura 5.33 – Resultado das simulações para percentagem de H2 no Gás de Topo.

1,05

1,1

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

0 30 60 90 120 150

Razã

o CO

/CO

2

Taxa de injeção (kg/t gusa)

casca de café

bagaço de cana

carv. vegetal

carv. mineral

casca de arroz

4,8

5

5,2

5,4

5,6

5,8

6

6,2

0 30 60 90 120 150

H2

no g

ás d

e to

po (%

)

Taxa de injeção (kg/t gusa)

casca de café

bagaço de cana

carv. vegetal

carv. mineral

casca de arroz

90

Figura 5.34 – Resultado das simulações para percentagem de H2O no gás de topo.

14

14,5

15

15,5

16

16,5

17

17,5

18

0 30 60 90 120 150

H2O

no

gás

de to

po (%

)

Taxa de injeção (kg/t gusa)

casca de café

bagaço de cana

carv. vegetal

carv. mineral

casca de arroz

91

6 - Conclusão

No geral o modelo apresentou um resultado positivo, que corrobora as principais tendências

da literatura, confirmando algumas relações já conhecidas sobre a injeção de carvões e

mostrando tendências similares e condizentes com a pouca literatura existente sobre efeitos da

injeção de biomassa em altos-fornos, servindo como complemento às pesquisas encontradas

até então.

Mais especificamente, os carvões proporcionaram um decréscimo de cerca de 1,66°C na

temperatura de chama a cada acréscimo de 1 kg/t gusa na taxa de injeção; essa correlação

comporta-se de forma quase linear até uma taxa de injeção de 150kg/t gusa. Já as biomassas

apresentaram, para cada acréscimo de 1 kg/t gusa na taxa de injeção, decréscimos de

temperatura de chama desde 3°C (casca de arroz) até 4,33°C (bagaço de cana) devido à

quantidade de gases combustíveis em sua fração volátil.

Com relação aos impactos sobre a taxa de substituição, obteve-se para todos os materiais

curvas de flexão negativa ao longo do aumento da taxa de injeção devido ao decréscimo da

eficiência de combustão com o aumento da taxa de injeção de materiais pulverizados. A

injeção de carvões originou, para taxas próximas a 100kg/t gusa, taxas de substituição

próximas a 0,95 e, para taxas de injeção próximas a 150 kg/t gusa, taxas de substituição pouco

inferiores a 0,9.

Com relação às biomassas, observou-se valores de taxa de substituição entre 0,7 e 0,8 para

uma taxa de injeção de 100kg/t gusa e para taxas de injeção próximas a 150kg/t gusa valores

inferiores a 0,6. Dentre as biomassas, o comportamento similar das cascas de arroz e café e

desempenho pior do bagaço de cana pode ser atribuído à relação das quantidades de C/H em

sua composição.

A injeção de biomassa no tocante à economia de carvão vegetal carregado pelo topo deixa de

ser interessante à partir de taxas de injeção superiores a 60 kg/t gusa devido a queda da

eficiência de combustão do carbono do material pulverizado, passando a ter um efeito

totalmente negativo (causando aumento de consumo de carvão pelo topo) para taxas de

injeção acima de 120kg/t gusa para bagaço de cana e acima de 130kg/t gusa para casca de

arroz e de café.

92

Com relação aos efeitos sobre o volume de gás de topo, os carvões apresentam

comportamento similar entre si. Para uma variação da taxa de injeção de 0 até 150kg/t gusa,

os carvões proporcionam um aumento de gás de topo de 100Nm3/t gusa. Já as biomassas

proporcionam incrementos de volume de gás de topo de 300Nm3/ t gusa (casca de arroz e de

café) a 400Nm3/ t gusa (bagaço de cana).

O aumento da taxa de injeção de carvões de 0 a 150 kg/t gusa ocasiona em um aumento da

relação CO/CO2 de 1,1 até 1,4, enquanto que um incremento de injeção de biomassa de 0 a

150kg/t gusa eleva a razão CO/CO2 de 1,1 até 1,25 – valores maiores para biomassas com

maiores percentagens de H2 em sua fração volátil.

Finalmente, o modelo desenvolvido mostrou ser uma ferramenta interessante de uso para

avaliar a possibilidade de injeção de materiais pulverizados em altos- fornos a carvão vegetal

de pequeno/médio porte, servindo para mostrar os possíveis efeitos para determinadas taxas

utilizadas dependendo da composição do material que se planeja utilizar.

93

7 – Sugestões para trabalhos futuros

- Simular a injeção de biomassa considerando as diferenças físicas e químicas relativas às

faixas de tamanho de partícula (granulometria) do material;

- Expandir a simulação para se prever também a temperatura dos gases de topo;

- Implementar o efeito dos teores de cinza no processo do alto-forno;

- Implementar o algoritmo de forma a se considerar a desvolatilização parcial da carga na

zona de elaboração;

- Analisar os materiais orgânicos em diferentes granulometrias, de forma a se investigar a

influência desta característica no desempenho do material durante a queima;

- Analisar mais materiais orgânicos pulverizados, de forma se fazer mais simulações e se

obter um perfil mais fiel dos efeitos observados na injeção com a composição dos materiais;

- Implementar o algoritmo para a simulação de injeção de misturas de materiais.

94

8 - Referências bibliográficas

1 - Dados obtidos do endereço eletrônico http://www.ibs.org.br/estatisticas.asp, site do

Instituto Brasileiro de Siderurgia (IBS), no dia 18/07/2011.

2 - Mourão, M. B. Introdução a Siderurgia. Livro publicado pela ABM, Associação

Brasileira de Metalurgia e Materiais, 2007, 428p.

3 - Ishii, K. Research Group of Pulverized Coal Combustion in Blast Furnace Ironmaking in

JSPS 54º Committee: Advanced Pulverized Coal Injection Technology and Blast Furnace

Operation, 2000, p. 254 – 255.

4 - Hatano, M.; Hiraoka, B.; Fukuda, M.; Masuike, T. Transactions of the Iron and Steel

Institute of Japan, 17, 1977, p.103-109.

5 - Braga, Raimundo N. B. Aspectos Tecnológicos Relativos à Preparação de Cargas e

operação de Alto-Forno, ABM, 1997, pp. 333-421 e 558-606.

6 - Pimenta, H. P.; Pacheco, T. de A.; Azevedo, A. L. T. de. Characterization of structure of

blast furnace sinter and its behavior during reduction at low temperatures. International

Symposium on Agglomeration, 6, Japan, 1993. p. 310-314.

7 - Araujo, L. A. Manual de Siderurgia, Produção. São Paulo: Ed. 1997. V. 1, 512p.

8 - Lindenberg, H.U. e outros. Rohstoffliches Recycling von Kunststoffen als eduktionsmittel

im Hochofen. Stahl und Eisen, 1996, p. 89-93.

9 - Castro, L. F. A. de; Sampaio, R. S.; Tavares, R. P. Termodinâmica Metalúrgica. Escola de

Engenharia da UFMG, Departamento de Engenharia Metalúrgica. 1985; 480p.

10 - Castro, L. F. A., Tavares, R. P., Figueira, R.M. Injeção de Combustíveis Através das

Ventaneiras do Alto-Forno. 53° Congresso Tecnologia Metalúrgica e Materiais – Congresso

anual da ABM – 13 a 17 de setembro de 1998, Belo Horizonte - MG. V. 1, p 31-74.

95

11 – Lúcio, A. Físico-Química Metalúrgica II. UFMG, Departamento de Engenharia

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