Luiz Cláudio Pinto Oliveira

Reaproveitamento do Pó de Aciaria LD

gerado no Sistema de Despoeiramento

Primário à seco

Dissertação de Mestrado

Dissertação apresentada como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós Graduação em Engenharia de Materiais e de Processos Químicos e Metalúrgicos do Departamento de Engenharia Química e de Materiais da PUC-Rio.

Orientador: Prof. José Carlos D’Abreu

Rio de Janeiro

Abril de 2016

Luiz Cláudio Pinto Oliveira

Reaproveitamento do Pó de Aciaria LD

gerado no Sistema de Despoeiramento

Primário à seco

Dissertação apresentada como requisito parcial para a obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós Graduação em Engenharia de Materiais e de Processos Químicos e Metalúrgicos do Departamento de Engenharia Química e de Materiais do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

Prof. José Carlos D’Abreu Orientador

Departamento de Engenharia Química e de Materiais – PUC-Rio

Prof. Francisco José Moura Departamento de Engenharia Química e de Materiais – PUC-Rio

Prof. Marcelo Lucas Pereira Machado

Instituto Federal do Espírito Santo – IFES

Prof. Marcio da Silveira Carvalho Coordenador Setorial de Pós-Graduação do Centro

Técnico Científico da PUC-Rio

Rio de Janeiro, 15 de Abril de 2016

Todos os direitos reservados. E proibida a

reprodução total ou parcial do trabalho sem a

autorização da universidade, do autor e do

orientador.

Luiz Cláudio Pinto Oliveira

Graduou-se em Engenharia Metalúrgica pela Escola

de Engenharia Industrial Metalúrgica de Volta

Redonda da Universidade Federal Fluminense em

1983. Especializado em Gestão Ambiental pela

Universidade Federal do Rio Janeiro em 2002. Atua

no setor de reciclagem de resíduos siderúrgicos

desde o início de sua carreira profissional, tendo

trabalhado nas empresas Sobremetal/Harsco,

ThyssenKrupp CSA e atualmente na Companhia

Siderúrgica do Pecém. Membro da Associação

Brasileira de Metalurgia, Materiais e Mineração –

ABM, foi diretor por biênios da Divisão Técnica de

Meio Ambiente. Coordenou por diversos anos o

Seminário de Gestão de Meio Ambiente,

Recuperação e Tratamento de Rejeitos da ABM.

Ficha Catalográfica

CDD: 620.11

Oliveira, Luiz Cláudio Pinto

Reaproveitamento do pó de aciaria LD gerado no sistema de despoeiramento primário à seco / Luiz Cláudio Pinto Oliveira ; orientador: José Carlos D’Abreu. – 2016.

134 f. : il. color. ; 30 cm

Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Química e de Materiais, 2016. Inclui bibliografia

1. Engenharia Química – Teses. 2.

Engenharia de Materiais – Teses. 3. Pó de aciaria. 4. Reciclagem. 5. Aglomeração a frio. 6. Poder refrigerante. 7. Pelotas de Minério de Ferro. I. D’Abreu, José Carlos. II. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Química e de Materiais. III. Título.

Para os meus pais, Sylvia Maria e Gualter, que embora não estejam entre nós,

certamente ficaram felizes com mais esta etapa cumprida.

Agradecimentos

À minha esposa Rita, que me acompanhou e incentivou nesta árdua jornada, ao

longo da qual pudemos ter apenas breves espaços de tempo destinados ao nosso

lazer.

Às minhas filhas Priscila, Lys e Luiza, que sempre me apoiaram e entenderam

minha ausência neste período e aos meus netos João Luiz e Benício, que me

tornaram mais forte para prosseguir.

Ao meu orientador Prof. José Carlos D’Abreu, a quem admiro profundamente,

tanto por seus conhecimentos quanto pela sua dedicação, profissionalismo e

humanidade, tendo sido uma fonte permanente de inspiração.

Ao Prof. Francisco Moura, que muito me incentivou nesta trajetória, ao Prof.

Hélio Köhler (in memoriam) pelo apoio e companheirismo e ao Prof. Marcelo

Lucas Pereira Machado pela participação na banca examinadora.

Aos colegas de mestrado, em especial ao Jerson e ao Efrain, pela valiosa

colaboração e aos professores e colaboradores do DEQM da PUC-Rio, por sua

dedicação e apoio.

À CAPES e à PUC-Rio, pelos auxílios concedidos, sem os quais este trabalho não

poderia ter sido realizado.

Resumo

Oliveira, Luiz Cláudio Pinto; D’Abreu, José Carlos. Reaproveitamento

do Pó de Aciaria LD gerado no Sistema de Despoeiramento Primário

à Seco. Rio de Janeiro, 2016. 134p. Dissertação de Mestrado –

Departamento de Engenharia Química e de Materiais, Pontifícia

Universidade Católica de Rio de Janeiro.

Os pós de aciaria gerados nos sistemas de despoeiramento dos gases de

exaustão do conversor LD, têm papel relevante entre os coprodutos siderúrgicos

devido à dificuldade de manuseio e acondicionamento, ao elevado custo para

processamento e/ou disposição em aterros controlados, aliados ao elevado teor de

ferro que possuem. Uma tecnologia importante, mas ainda subutilizada em termos

globais, é a aglomeração de materiais particulados via briquetagem, onde os

briquetes de pó de aciaria produzidos podem ser utilizados como carga ferrosa

para redução e controle da temperatura do aço líquido ao longo do seu processo de

fabricação no conversor LD. Abordou-se nesta dissertação os mecanismos de

aglomeração de materiais particulados, a seleção dos aglomerantes utilizados,

aspectos da briquetagem e os efeitos da utilização dos briquetes de pó de aciaria

como carga refrigerante no conversor LD. Observou-se que a distribuição

granulométrica dos materiais particulados utilizados desempenha um papel

importante nas propriedades dos aglomerados produzidos. Materiais particulados

com maior densidade e distribuição granulométrica mais apropriada resultam em

aglomerados com maior resistência mecânica. A seleção e o estudo dos

aglomerantes utilizados no processo de briquetagem são de grande importância,

pois devem conferir aos briquetes resistência mecânica suficiente para que não se

deteriorem ao longo de sua utilização. Observou-se que, na comparação entre os

aglomerantes utilizados, em condições otimizadas, o sistema cal/melaço

apresentou melhores resultados de resistência à compressão do que o cimento,

considerando-se 18 dias de cura. Com base nos cálculos teóricos do poder

refrigerante dos materiais utilizados e nos resultados operacionais obtidos,

observou-se que o poder refrigerante dos briquetes é 1,8 vezes superior ao da

sucata de aço e o poder refrigerante das pelotas de minério de ferro é 2,8 vezes

superior ao da sucata de aço.

Palavras-chave

Pó de aciaria; reciclagem; aglomeração a frio; poder refrigerante; pelotas de

minério de ferro; aglomerantes; briquetagem; coprodutos siderúrgicos.

Abstract

Oliveira, Luiz Cláudio Pinto; D’Abreu, José Carlos (Advisor). Recovery of

LD Steelmaking Dust from Dry Primary Dedusting System. Rio de

Janeiro, 2016. 134p. MSc. Dissertation – Departamento de Engenharia

Química e de Materiais, Pontifícia Universidade Católica de Rio de Janeiro.

The BOF dusts from converter’s dedusting system play an important role

within steelmaking by-products, due to handling aspects, high processing and

disposal costs, allied to high iron content. By-products briquetting becomes an

important technological route, which is generally underutilized, but presenting

high potential for the recycling of BOF dusts. BOF dust briquettes can be

produced to replace iron ore pellets as coolant material for temperature controlling

of liquid steel in the converter during steelmaking. The major objective of this

dissertation was to get a better understanding about BOF dust briquette’s

properties, focusing its application as a cooling steel bath material. This paper

covers agglomeration mechanisms, briquetting aspects, selection of binders for

agglomeration, together with the cooling effect calculation of the briquettes when

added into the LD converter steel bath. It was noted in this paper that particle size

distribution of the constituent materials of the briquettes played an important role

for the agglomerates properties. Therefore, dense substances with an appropriate

particle size distribution contributed to enhance the mechanical resistance of the

agglomerates. Generally, selection of appropriate binders assumes outstanding

importance for briquettes’ survival during handling and utilization. It was noted

when comparing the selected binders, molasses and cement, that lime/molasses

binder system, at optimized conditions, showed better compression strength

results than cement along 18 days of curing. Based on theoretical calculations

regarding the cooling effect of the proposed briquettes, when associated with

some operational results, it was possible to conclude that the cooling effect of the

BOF briquettes was 1.8 times higher than steel scrap, but lower than that for iron

ore pellets, which was 2.8 times higher than steel scrap.

Keywords

BOF Steelmaking dust; recycling; cold agglomeration; coolant effect; iron

ore pellets; binders; briquetting; steel mill by-products.

Sumário

1 . Introdução 18

2 . REVISAO BIBLIOGRAFICA 23

2.1. O Processo de Produção do Aço 23

2.2. Aspectos ambientais da indústria siderúrgica 27

2.3. A geração de coprodutos e resíduos na indústria siderúrgica 30

2.4. A produção do aço no conversor LD 30

2.5. Sistemas de despoeiramento dos gases de exaustão dos

conversores LD 33

2.6. Características dos pós e lamas de aciaria 38

2.7. Tecnologia de aglomeração de partículas sólidas 40

2.7.1. Aglomerantes e lubrificantes 42

2.7.1.1. Seleção de Aglomerantes 45

2.7.2. Processos de aglomeração 47

2.7.2.1. Pelotização 48

2.7.2.2. Briquetagem 50

2.7.2.3. Sinterização 55

2.8. Aglomeração de concentrados de minério de ferro via pelotização 55

2.9. Processos de aglomeração a frio 58

2.9.1. Aglomeração a frio com a utilização de melaço como

aglomerante 59

2.9.2. Aglomeração a frio com a utilização de cimento como

aglomerante 60

2.9.2.1. Mecanismos de aglomeração com cimento pela hidratação 60

2.9.2.1.1. Hidratação de cimento 64

2.9.2.1.2. Desenvolvimento da Microestrutura do Cimento Portland

Hidratado 66

2.10. O processo de briquetagem de materiais particulados 70

2.11. Histórico da briquetagem de resíduos siderúrgicos 72

2.12. A reciclagem de briquetes de coprodutos no conversor LD como

material refrigerante 75

2.13. Tendências tecnológicas 78

3 . Materiais e métodos 81

3.1. Caracterização do Pó de Aciaria 81

3.1.1. Cal livre contida no pó de aciaria 82

3.1.2. Procedimento para Estabilização do Pó de Aciaria 83

3.1.3. Análise Térmica Gravimétrica do Pó de Aciaria 86

3.2. Aglomerantes Utilizados 87

3.2.1. Melaço 87

3.2.2. Cimento ARI 88

3.3. Ensaios de Aglomeração 88

3.3.1. Preparação das Pastilhas 93

3.4. Ensaios de Compressão 95

3.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados 96

4 . Resultados e discussão 98

4.1. Caracterização do Pó de Aciaria 98

4.2. Estabilização do Pó de Aciaria 99

4.3. Análise Térmica Gravimétrica (TGA) do Pó de Aciaria Hidratado 103

4.4. Ensaios de Compressão 104

4.4.1. Testes utilizando-se o cimento como aglomerante 105

4.4.1.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada 107

4.4.1.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de

pó de aciaria 108

4.4.1.3. Análise variando-se a quantidade de cimento adicionado 108

4.4.1.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o

cimento como aglomerante 109

4.4.2. Testes utilizando-se o melaço como aglomerante 110

4.4.2.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada 112

4.4.2.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de

pó de aciaria 113

4.4.2.3. Análise variando-se a quantidade de melaço adicionado 113

4.4.2.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o

melaço como aglomerante 114

4.4.3. Comparação entre os aglomerantes 115

4.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados 116

4.5.1. Ferro metálico 117

4.5.2. Hematita 118

4.5.3. Wustita 120

4.5.4. Cal 121

4.5.5. Silicato dicálcico 122

4.5.6. Variação total de entalpia do pó de aciaria aglomerado 123

4.6. Dados operacionais do efeito refrigerante de pelotas e sucata

metálica 124

5 . Conclusões 127

6 . Recomendações 130

7 . Referencias bibliográficas 132

Lista de figuras

Figura 1 - Distribuição de materiais sólidos gerados/produzidos pela

indústria siderúrgica integrada 20

Figura 2 - Fluxograma das usinas siderúrgicas integradas e semi-integradas (4)

24

Figura 3 - Carregamento sucata de aço e gusa no conversor LD 31

Figura 4 - Injeção de oxigênio e coleta de amostra de aço no conversor LD 31

Figura 5 - vazamento de corrida de aço na panela e de escória no pote 31

Figura 6 - Matérias-primas e oxigênio utilizados no conversor LD; produtos,

gases e coprodutos gerados no processo (7)

33

Figura 7 - Conversor LD e o Sistema de Captação de Gases (8)

34

Figura 8 - Lavador de gases tipo “Venturi” 35

Figura 9 - Classificador em espiral 35

Figura 10 - Espessador 36

Figura 11 - Filtro – prensa 36

Figura 12 - Precipitador eletrostático 37

Figura 13 - Ilustração geral do sistema de remoção de particulados a seco (5)

38

Figura 14 - Mecanismos de aglomeração (12)

41

Figura 15 - Mecanismos de aglomeração (12)

42

Figura 16 - Resistencia a compressão de pelotas, secadas a 105°C,

produzidas com diferentes aglomerantes (41)

46

Figura 17 - Processos de aglomeração (11)

48

Figura 18 - Modelo conceitual de incorporação de uma partícula (12)

49

Figura 19 - Modelo conceitual de nucleação, coalescência e crescimento

de partículas aglomeradas (12)

49

Figura 20 - Tambor giratório (A) e disco rotativo(B) (13)

50

Figura 21 - Mecanismo conceitual inicial de aglomeração sob pressão (12)

51

Figura 22 - Mecanismo conceitual final de aglomeração sob pressão (12)

52

Figura 23 - Processo de extrusão (esquemático) 53

Figura 24 - Processo de briquetagem (esquemático) 53

Figura 25 - Briquetagem com prensa de rolos 54

Figura 26 - Mecanismo de pelotização (esquemático) (14)

56

Figura 27 - Evolução média de resistência à compressão dos distintos

tipos de cimento portland (16)

62

Figura 28 - Grão de cimento anidro 66

Figura 29 - Início da hidratação do grão de cimento 67

Figura 30 - Avanço da hidratação do grão de cimento 67

Figura 31 - Micrografia de uma pasta de cimento hidratado (20)

68

Figura 32 - Fase intermediária da hidratação do grão de cimento 68

Figura 33 - Fase final da hidratação do grão de cimento 69

Figura 34 - lustração esquemática de uma prensa de rolos 71

Figura 35 - Ilustração das regiões de entrada, mordedura e descarga da massa

a ser aglomerada (12)

72

Figura 36 - Bota-fora de uma usina siderúrgica 72

Figura 37 - Briquetes de coprodutos siderúrgicos 78

Figura 38 - Estufa elétrica 85

Figura 39 - Ilustração detalhada de um equipamento de termogravimetria 86

Figura 40 - Analisador Térmico SHIMADZU Modelo TGA 51 87

Figura 41 - Materiais utilizados 94

Figura 42 - Mistura produzida e matriz metálica 94

Figura 43 - Prensa hidráulica e pastilha produzida 95

Figura 44 - Prensa hidráulica e pastilha produzida 96

Figura 45 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-grossa 98

Figura 46 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-fina 99

Figura 47 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração fina, pela hidratação 99

Figura 48 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,

fração fina, nos 3 primeiros dias 100

Figura 49 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração grossa, pela hidratação 100

Figura 50 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,

fração grossa, nos 3 primeiros dias 101

Figura 51 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração grossa 103

Figura 52 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração fina 104

Figura 53 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de compressão 106

Figura 54 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de compressão 111

Figura 55 - Consumo de pelotas no conversor LD, sem utilização de

sucata metálica 124

Figura 56 - Consumo de sucata metálica no conversor LD, sem

utilização de pelotas 125

18

Lista de tabelas

Tabela 1 - Reações de oxidação e respectivos calores de reação em kJ/mol (7)

32

Tabela 2 - Composição química do pó de aciaria (frações grossa e fina) em

usinas siderúrgicas européias (5)

40

Tabela 3 - Relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos mais utilizados

em processos de aglomeração (12)

43

Tabela 4 - Exemplos de lubrificantes utilizados em processos de

aglomeração (12)

44

Tabela 5 - Tipos de aglomerantes conforme sua função 45

Tabela 6 - Resistência à compressão de diversas classes de cimento

Portland (16)

47

Tabela 7 - Composição dos cimentos Portland (16)

61

Tabela 8 - Composição do cimento ARI (16)

62

Tabela 9 - Composição do cimento Portland (16)

63

Tabela 10 - Efeito Refrigerante Relativo e Custo Comparativo (31)

76

Tabela 11 - Composição de um briquete de coprodutos siderúrgicos (7)

78

Tabela 12 - Análise química média do pó de aciaria 82

Tabela 13 - Distribuição granulométrica média do pó de aciaria 82

Tabela 14 - Cálculo da expansão volumétrica da cal livre após sua

hidratação (40)

84

Tabela 15 - Cálculo da água requerida para hidratação da cal livre contida

no pó de aciaria 84

Tabela 16 - Procedimento para hidratação do pó de aciaria 85

Tabela 17 - Características do melaço 88

Tabela 18 - Composição química do cimento ARI 88

Tabela 19 - Variação da relação de pó de aciaria da mistura 89

Tabela 20 - Variação da quantidade de água adicionada 89

Tabela 21 - Variação dos teores de aglomerantes 90

Tabela 22 - Ordem dos experimentos 91

Tabela 23 - Receita das pastilhas tendo o cimento como aglomerante 92

Tabela 24 - Receita das pastilhas tendo o melaço como aglomerante 92

Tabela 25 - Composição química do pó de aciaria 98

19

Tabela 26 - Teores de água e aglomerantes utilizados 105

Tabela 27 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria 105

Tabela 28 - Resultado dos ensaios de compressão 106

Tabela 29 - Teores de água e aglomerantes utilizados 110

Tabela 30 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria 110

Tabela 31 - Ensaios de compressão com melaço 111

Tabela 32 - Variação de entalpia do ferro metálico da temperatura

ambiente até 1600°C 117

Tabela 33 - Variação de entalpia do óxido de ferro (Fe2O3) da

temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de

ferro é reduzido a ferro metálico 118

Tabela 34 - Variação de entalpia do óxido de ferro (FeO) da temperatura

ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é reduzido

a ferro metálico 120

Tabela 35 - Variação de entalpia do CaO da temperatura ambiente até 1600°C 121

Tabela 36 - Variação de entalpia do 2CaO.SiO2 da temperatura ambiente

até 1600°C 122

Tabela 37 - Cálculo da entalpia de aquecimento de uma tonelada de

briquete típico de pó de aciaria e de uma tonelada de pelota de minério

de ferro 123

Tabela 38 - Consumo de sucatas e pelotas no conversor LD no período de

01 a 31 de julho de 2015 125

20

“Nunca te é concedido um desejo sem que te seja concedida também a facilidade

de o tornar realidade. Entretanto, é possível que tenhas que lutar por ele”

Richard Bach

18

1. Introdução

A atividade siderúrgica é um segmento do setor industrial que detém

importante participação no PIB global, gerando mais de dois milhões de empregos

diretos. O aço é o segundo material de construção mais produzido no mundo, com

1,64 bilhões de toneladas produzidas em 2015, sendo superado apenas pelo

cimento, que tem uma produção anual de cerca de 4,10 bilhões de toneladas. O

aço é largamente o metal mais produzido, superando com expressiva folga o

segundo colocado, o alumínio que tem uma produção mundial aproximada de 58

milhões de toneladas anuais (1)

.

Embora a produção de aço no Brasil represente apenas 2% da produção

mundial, com 33,2 milhões de toneladas em 2015 (2)

, a indústria siderúrgica

brasileira desempenha um importante papel dentro do setor industrial em especial,

fornecendo um importante insumo para outros segmentos produtivos, como a

construção civil, a indústria automotiva e a denominada linha branca, o setor de

óleo e gás, a indústria naval, entre outros. É inegável que a participação da

indústria do aço na economia brasileira desempenha um papel de relevada

importância.

O aço tem como uma importante característica a sua reciclabilidade após o

término da vida útil dos produtos siderúrgicos, podendo ser 100% reutilizável e

sem perda de qualidade, transformando-se numa fonte permanente de recursos

para a sociedade e assim contribuindo para a sustentabilidade da indústria

siderúrgica. O aço é o material mais reciclado, atualmente atingindo um patamar

de mais de 650 milhões de toneladas de aço reprocessado por ano (3)

.

A indústria siderúrgica, em razão de sua escala de produção, é também uma

importante consumidora de recursos ambientais e, por esta razão, deve controlar

com rigor os aspectos e impactos ambientais associados ao seu processo

produtivo.

Dentre os principais aspectos ambientais inerentes às cadeias produtivas das

indústrias metalúrgicas em geral, destacamos os seguintes:

19

Consumo de matérias-primas

Consumo de energia

Consumo de recursos hídricos

Emissão de gases e materiais particulados

Lançamento de efluentes

Geração de coprodutos e resíduos

A indústria siderúrgica em particular, é uma atividade intensiva em

utilização de energia, água e matérias-primas e, associada a estas atividades, tem

elevadas gerações de gases, efluentes, coprodutos e resíduos, decorrentes de seus

processos.

Para que o setor siderúrgico se mantenha competitivo e sustentável é

fundamental que gerencie com eficiência os aspectos ambientais supracitados,

garantindo que seus processos sejam gerenciados com:

Eficiência energética e controle das emissões atmosféricas

Racionalização do uso dos recursos hídricos e controle dos efluentes

Eficiência de materiais e gestão de coprodutos e resíduos

Associada ao consumo elevado de matérias-primas, conforme mencionado, a

indústria siderúrgica tem uma geração significativa de coprodutos e resíduos de

processo. São considerados coprodutos aqueles materiais gerados ao longo do

processo, e que não fazem parte da linha de produtos siderúrgicos, sejam produtos

finais ou intermediários, mas que devido às suas características e propriedades

tem valor econômico, ou seja, são materiais secundários e que devem ser

reaproveitados, seja no próprio processo siderúrgico ou em outras atividades

produtivas.

No Brasil, as usinas siderúrgicas (integradas e semi-integradas), geram cerca

de 600 kg de coprodutos e resíduos de processo por tonelada de aço produzido

(Figura 1) (4)

.

20

Figura 1 - Distribuição de materiais sólidos gerados/produzidos pela

indústria siderúrgica integrada

Percebe-se então a importância do reaproveitamento dos resíduos sólidos, que

caso não aproveitados, tornariam inviável a produção de aço face aos custos

crescentes de matérias-primas e também da destinação de resíduos em aterros

controlados.

Apenas considerando-se as siderúrgicas integradas, no mundo são gerados

anualmente cerca de 700 milhões de toneladas de coprodutos e resíduos de

processo, dos quais cerca de 450 milhões de toneladas são escórias de alto-forno e

de aciaria LD, materiais largamente empregados na produção de cimento e em

pavimentação. Os demais coprodutos são outras escórias, carepas (óxidos de

ferro) e materiais particulados portadores de ferro e carbono, provenientes dos

sistemas de limpeza dos gases de exaustão dos processos siderúrgicos.

Dentre os coprodutos gerados, os pós e as lamas de aciaria, gerados nos

sistemas primários de limpeza dos gases de exaustão das aciarias nas usinas

siderúrgicas integradas, representam até 24 quilogramas por tonelada de aço (5)

, ou

seja, perto de 30 milhões de toneladas por ano, considerando-se o parque

siderúrgico mundial. No caso das usinas semi-integradas, o pó de aciaria gerada

nos fornos elétricos a arco representa cerca de 20 quilogramas por tonelada de aço

produzido (5)

.

No Brasil, as usinas siderúrgicas integradas geram anualmente cerca de 650

mil toneladas de pós ou lamas provenientes dos despoeiramentos primários das

aciarias, que caso não reaproveitados teriam como destino a estocagem interna ou

Produção de aço 62%

Geração de resíduos sólidos

38%

Produção de aço Geração de resíduos sólidos

21

a disposição em aterros. Por serem materiais com granulometria bastante fina,

geralmente partículas com diâmetro abaixo de 1 milímetro, tem elevado potencial

poluidor, seja por arraste pela ação dos ventos para a atmosfera, ou por

carreamento para os corpos hídricos pela ação das chuvas. Por outro lado, os pós e

as lamas, de aciaria têm elevados teores de ferro, semelhantes aos minérios de boa

qualidade, com potencial para substituição dos materiais primários nos processos

metalúrgicos, desde que adequadamente processados.

Por razões tecnológicas e/ou econômicas, os pós de aciaria ainda não são

totalmente aproveitados nos processos industriais, seja no Brasil ou no exterior,

embora existam diversas tecnologias que visam o aproveitamento deste

coproduto. Quando não são reaproveitados, os pós de aciaria são estocados ou

dispostos em aterros, passando então à condição de resíduos de processo.

No entanto a Política Nacional de Resíduos Sólidos (6)

, prevê em seu Título III

– Capítulo I – Artigo 9º, “Na gestão e gerenciamento de resíduos sólidos, deve

ser observada a seguinte ordem de prioridade: não geração, redução,

reutilização, reciclagem, tratamento dos resíduos sólidos e disposição final

ambientalmente adequada dos rejeitos”, ou seja, os resíduos sólidos devem ser

descartados única e exclusivamente, se não houver tecnologia disponível para o

seu reaproveitamento. Cabe então ao setor produtivo desenvolver tecnologias,

técnica e economicamente viáveis, além de ambientalmente compatíveis, para a

recuperação destes resíduos, sempre que esta viabilidade seja demonstrada.

Dentro deste contexto esta dissertação aborda determinados aspectos acerca de

uma tecnologia de reciclagem de pó de aciaria, através de sua aglomeração e

utilização em reatores siderúrgicos, com potencial para incrementar de forma

importante o reaproveitamento deste coproduto na siderurgia brasileira.

São discutidos aspectos relativos à aglomeração de materiais, assim como os

aspectos metalúrgicos da utilização dos aglomerados de pó de aciaria nos reatores

siderúrgicos.

A aglomeração de coprodutos via briquetagem, é uma prática operacional que

tem sido adotada por uma parcela da indústria siderúrgica, mas, no entanto, tem

aplicação bastante limitada considerando-se seu potencial na indústria siderúrgica

global. As limitações quanto à utilização desta tecnologia devem-se a aspectos

econômicos (capital requerido e custos operacionais) e a aspectos tecnológicos,

uma vez que os coprodutos gerados em cada usina têm características únicas que

22

diferem dos coprodutos gerados em outras plantas siderúrgicas. Cada usina

siderúrgica tem uma condição particular de produção que precisa ser estudada

criteriosamente a fim de se conhecer com detalhes as características dos

coprodutos gerados, assim como os equipamentos adequados para seu

processamento e os potenciais impactos causados pelo reaproveitamento destes

coprodutos nos reatores metalúrgicos.

O presente trabalho discutirá as características do pó de aciaria gerado nos

sistemas de despoeiramento primário de uma usina siderúrgica integrada, com

capacidade para a produção de cinco milhões de toneladas de placas de aço

anuais.

Uma particularidade é que o sistema de despoeiramento utilizado por esta

usina siderúrgica é único no Brasil, pois são utilizados precipitadores

eletrostáticos para remoção dos materiais particulados contidos nos gases de

exaustão do conversor LD, sendo também o único sistema a seco, ao contrário dos

sistemas existentes em outras usinas brasileiras, que são via úmida, onde são

utilizados lavadores de gases.

São discutidos neste trabalho os aspectos particulares da aglomeração do pó de

aciaria gerado nesta usina siderúrgica, os mecanismos de aglomeração de

materiais particulados e as condições necessárias para a reciclagem de

aglomerados, ou briquetes, de pó de aciaria no conversor LD a oxigênio, em

substituição às pelotas de minério de ferro usualmente empregadas como carga

refrigerante do aço líquido.

A execução dos ensaios realizados demonstra a importância da distribuição

granulométrica dos coprodutos utilizados e da relação água/aglomerante, assim

como a seleção e o teor dos aglomerantes, desempenham um importante papel nas

propriedades mecânicas finais dos aglomerados produzidos.

A análise dos resultados operacionais apresentados, referente ao efeito

refrigerante dos materiais metálicos utilizados para refrigeração do banho de aço

líquido demonstra a possibilidade de se correlacionar o poder refrigerante de

materiais alternativos a partir de sua composição química, com os materiais

tradicionalmente utilizados, como a sucata de aço e as pelotas de minério de ferro.

23

2. REVISAO BIBLIOGRAFICA

2.1. O Processo de Produção do Aço

Há atualmente duas rotas tecnológicas mais utilizadas para produção de aço,

podendo haver algumas variações ou combinações entre elas:

Usinas siderúrgicas integradas

Usinas siderúrgicas semi-integradas

As usinas siderúrgicas integradas são aquelas cujo aço é obtido a partir do

ferro primário, isto é, a matéria-prima é o minério de ferro, que é transformado em

ferro metálico na própria usina, nos altos-fornos. O produto dos altos-fornos,

chamado ferro-gusa, é transformado em aço através da operação de conversão nas

aciarias.

Há ainda os processos de redução direta, onde o minério de ferro é reduzido

a ferro metálico em reatores de redução, sem que ocorra a fusão da carga do

reator, sendo o produto metálico obtido na fase sólida e denominado ferro

esponja, ou DRI (Direct Reduced Iron). Neste caso, o ferro esponja é carregado

em fornos elétricos para transformação em aço. Em resumo, as usinas integradas

incluem as seguintes etapas principais: preparação da carga (matérias-primas),

redução, refino, lingotamento e laminação.

As usinas siderúrgicas semi-integradas são aquelas cujo aço é obtido a partir

do ferro secundário, isto é, a matéria-prima é a sucata de aço, não havendo

necessidade da etapa de redução de minério de ferro. A sucata é transformada

novamente em aço comercial, por meio do emprego de fornos elétricos de fusão;

são recicladoras de aço. As usinas semi-integradas incluem as seguintes etapas

principais: refino, lingotamento e laminação.

A diferença básica entre estes dois tipos de rotas está nas matérias-primas

utilizadas na produção do aço. Na rota integrada predomina o minério de ferro e

uma pequena quantidade de sucata de aço, enquanto que as usinas semi-

24

integradas, que fazem uso de fornos elétricos a arco, utilizam fontes metálicas

sólidas (sucata metálica, gusa sólido, ferro esponja) como matéria-prima,

conforme apresentado na figura abaixo.

Figura 2 - Fluxograma das usinas siderúrgicas integradas e semi-

integradas (4)

Em termos gerais, o processo siderúrgico integrado abrange seis grandes

etapas:

Preparação do minério de ferro – a produção de minério de ferro gera três

produtos básicos: granulado (lump), finos para sinterização (sinter feed) e finos

para pelotização (pellet feed). O sinter feed constitui-se, atualmente, na carga

metálica mais importante para a siderurgia. Ele é aglomerado em plantas de

sinterização, gerando o sínter, que alimenta os altos-fornos. O processo de

sinterização consiste em aglomerar, por fusão incipiente, uma mistura de finos,

porém não tão finos (desejável entre 0,5mm e 7mm), de minério de ferro, de

coque ou carvão vegetal, de fundentes, de sínter de retorno e água. O calor

necessário é fornecido pela combustão do coque ou do carvão vegetal contido na

carga com o oxigênio do ar. O ar é sugado pela parte de baixo da carga. Uma vez

iniciada a ignição na parte superior da carga a combustão prossegue à medida que

o ar entra em contato com as partículas do coque ou do carvão vegetal formando

uma “frente” de combustão. A combustão localizada provoca uma fusão parcial

Usina Semi-integrada

Usina Integrada

25

da carga na região mais quente. A temperatura máxima na zona de combustão é da

ordem de 1.300° C a 1.400° C. Após o término do processo de combustão ocorre a

formação de uma massa aglomerada porosa, que é britada e resfriada, dando

origem ao sínter. O sínter é um produto que se fragmenta facilmente, não

resistindo ao manuseio e transporte. Tais ações poderiam degradá-lo, gerando

finos indesejáveis para o alto-forno. Por essas razões, as plantas de sinterização,

predominantemente, estão localizadas dentro das usinas siderúrgicas. O processo

de pelotização consiste na aglomeração de finos (em geral abaixo de 0,15 mm) na

forma de esferas da ordem de 10 mm a 15 mm de diâmetro. Esta operação é feita

por rolamento em discos ou tambores rotativos. O princípio está em gerar

continuamente uma quantidade de núcleos que devem crescer até o tamanho

desejado. As pelotas, assim obtidas, são designadas pelotas verdes ou cruas, que

devem apresentar uma resistência mínima necessária ao seu manuseio. As pelotas

verdes são então submetidas a um tratamento térmico a altas temperaturas, da

ordem de 1.300° C, conhecido como processo de queima das pelotas, para que

atinjam a resistência mecânica especificada para os usos posteriores (em geral

altos-fornos ou reatores de redução direta). As pelotas constituem-se num material

mais resistente ao manuseio do que o granulado e o sínter. Embora as pelotizações

possam se localizar dentro complexos siderúrgicos, usualmente elas se situam fora

do ambiente das siderúrgicas. A pelota é um produto de alta resistência mecânica,

com maior teor de ferro do que os sínteres. A pelota é a matéria-prima

preferencial dos processos de redução direta, gerando o ferro esponja que é

posteriormente transformado em aço nos fornos elétricos a arco.

Preparação do carvão – o carvão mineral contém elementos indesejáveis

(compostos voláteis) ao processo produtivo de aço. Visando a retirada destes

elementos voláteis, o carvão é aquecido em fornos (coquerias) sendo então

convertido em coque. Para o processo de coqueificação é necessário que o carvão

possua propriedades coqueificantes, isto é, quando aquecido em ausência de ar,

ele deve: amolecer, inchar, aglomerar e, finalmente, solidificar na forma de um

sólido poroso e rico em carbono, de alta resistência mecânica, denominado coque.

A escassez de carvões coqueificáveis faz com que se utilize uma mistura de vários

tipos de carvões – classificados como baixo, médio e alto volátil, cujo somatório

de suas propriedades possibilita produzir um coque adequado. O processo de

26

coqueificação consiste em um aquecimento de carvões coqueificáveis, em

ausência de ar, até cerca de 1.100 graus Celsius. Ocorre, então, uma

decomposição térmica que dá origem aos produtos voláteis e ao coque.

Redução do minério de ferro – essa fase corresponde à remoção do

oxigênio contido nos óxidos do minério de ferro, onde o agente redutor é o coque

ou carvão vegetal. Esta operação é realizada nos altos-fornos (a coque ou carvão

vegetal). O produto resultante é uma liga de ferro e carbono, denominada ferro-

gusa, que ainda contém impurezas como fósforo, enxofre e silício. Em termos da

produção mundial de ferro primário, os altos-fornos a coque são responsáveis por

cerca de 93% a 94% do total, sendo seguido pelos módulos de redução direta (5%

a 6%) e altos-fornos a carvão vegetal (1%).

Refino – visa a diminuição do teor de carbono e das impurezas contidas no

ferro-gusa até os valores desejados para os diferentes tipos de aço. A

transformação do ferro-gusa em aço é realizada em aciarias elétricas ou

conversores LD. O conversor básico a oxigênio (basic oxygen furnace, BOF) é o

tipo de aciaria mais utilizada na siderurgia mundial. Esta tecnologia foi

originalmente desenvolvida em meados do século passado pela siderúrgica

austríaca Vöest-Alpine. Pelo fato de ter sido empregada inicialmente nas usinas

Linz e Donawitz, ela ficou também conhecida como aciaria LD. Atualmente, a

maior parte da produção mundial de aço é baseada em aciaria LD. Embora

algumas integradas a coque tenham optado por fornos elétricos a arco, os

conversores ainda são os equipamentos mais frequentes neste tipo de usina.

Lingotamento – o aço produzido nas aciarias é vazado em lingoteiras,

solidificando-se na forma de lingotes, ou em máquinas de lingotamento contínuo,

onde o aço é moldado continuamente na forma de produtos semiacabados (placas,

blocos ou tarugos). O lingotamento convencional e o contínuo são as duas

tecnologias mais difundidas em termos de resfriamento e conformação do aço

líquido. Em escala global, mais de 90% de todo aço produzido é lingotado

continuamente. Este processo (considerado uma inovação radical na indústria

mundial) possibilitou a fabricação de produtos siderúrgicos de melhor qualidade,

um considerável ganho de rendimento metálico (5% a 10%) e uma significativa

27

retração de custos. Hoje, o emprego do lingotamento convencional se restringiu a

poucas aplicações nos quais ele se apresenta como a única solução econômica.

Laminação – Os produtos resultantes do lingotamento convencional ou

contínuo são transformados mecanicamente, através da laminação, forjamento e

outros processos mecânicos, em uma grande variedade de produtos. A laminação

é um processo de conformação mecânica, que possibilita a transformação de

placas em bobinas laminadas a quente e chapas grossas (no caso de aços planos) e

de blocos e tarugos em vergalhões, perfis, barras e fio-máquina (no caso de aços

longos). As propriedades dos metais são geralmente melhoradas pela conformação

mecânica. O processo de laminação pode ser feito a frio ou a quente.

Normalmente, a laminação a quente é usada para as operações de desbaste e a

laminação a frio, para as operações de acabamento.

2.2. Aspectos ambientais da indústria siderúrgica

A industrialização do aço é uma atividade intensiva em utilização de

energia, água e matérias-primas e, associada a esta atividade, tem elevadas

gerações de gases, efluentes, coprodutos e resíduos, decorrentes de seus

processos.

Para que o setor siderúrgico se mantenha competitivo e sustentável é

fundamental que gerencie com eficiência seus aspectos ambientais, garantindo

que seus processos sejam gerenciados com:

Eficiência energética e controle das emissões atmosféricas

Racionalização do uso dos recursos hídricos e controle dos efluentes

Eficiência de materiais e gestão eficaz de coprodutos e resíduos

A indústria do aço, por ser um setor intensivo em energia, busca

continuamente alternativas tecnológicas e operacionais para aumento da sua

eficiência energética. São desenvolvidas ações para redução do consumo e

aumento da eficiência energética de suas operações, cabendo destacar:

Otimização do controle dos processos via automação

28

Cogeração de energia elétrica através do reaproveitamento dos gases do

processo

Substituição de insumos/combustíveis

Programas de treinamento / sensibilização de fornecedores

Os sistemas de controle das emissões atmosféricas das unidades de

produção em uma usina siderúrgica são de grande porte e elevado custo.

Demandam criteriosa especificação de materiais para resistir às condições de

operação e requerem manutenção constante. Os filtros de manga, os

precipitadores eletrostáticos e os lavadores de gases instalados nas usinas

siderúrgicas desempenham um importante papel para o controle das emissões de

materiais particulados para a atmosfera.

As emissões atmosféricas ainda continuam sendo uma das questões

ambientais de maior impacto no processo siderúrgico. Elas estão correlacionadas

diretamente com a energia e a conservação de recursos, pois as emissões

significam perda de materiais e de energia que poderiam estar sendo aproveitados

de alguma forma. Como no processo siderúrgico ainda não é possível evitar a

geração de emissões atmosféricas, essas devem ser mitigadas, de forma a

minimizar seus impactos ao ambiente. A taxa de geração média de CO2 na

indústria siderúrgica em 2015 foi de 1.900 kg/tonelada de aço bruto (3)

. Em geral,

nas usinas integradas a coque situa-se numa faixa de 1.510 a 2.200 kg/tonelada de

aço e de 450 a 600 kg/tonelada de aço bruto nas usinas semi-integradas (9)

. A

etapa de redução, nas usinas integradas a coque, responde por aproximadamente

85% das emissões de CO2.

Atualmente, com a grande atenção que se está dando às emissões dos gases

de efeito estufa (GEE), a siderurgia encontra-se numa posição crítica, pois é um

dos setores industriais que mais emitem CO2 na atmosfera. Como consequência,

as siderúrgicas vêm atualmente buscando, cada vez mais, maior eficiência, e nos

últimos 50 anos já reduziram suas emissões de GEE em 55% (9)

. Por isso, torna-se

difícil o estabelecimento de metas de redução significativa, no curto prazo, dos

atuais índices de emissão, considerando-se as rotas atuais de produção.

Apesar disso, as empresas siderúrgicas vêm priorizando projetos que

aumentem a eficiência energética de todo o processo, tais como:

29

Troca de combustíveis (exemplo: troca do gás liquefeito de petróleo/GLP

por gás natural)

Aproveitamento de gases para geração de energia e emprego da energia

cinética dos gases (turbina de topo nos altos-fornos)

Associada ao consumo elevado de matérias-primas, a indústria siderúrgica

tem uma geração significativa de coprodutos e resíduos de processo. São

considerados coprodutos aqueles materiais gerados ao longo do processo, e que

não fazem parte da linha de produtos siderúrgicos, sejam produtos finais ou

intermediários, mas que devido às suas características e propriedades tem valor

econômico, ou seja, são materiais secundários e que devem ser reaproveitados,

seja no próprio processo siderúrgico ou em outras atividades produtivas.

Os tipos de resíduos gerados na indústria siderúrgica são os mais variados e

provenientes, principalmente do processamento de matérias-primas. Reciclagem,

incineração, tratamentos físico-químicos e disposição final em aterros são, entre

outros, métodos mais utilizados para o gerenciamento dos resíduos sólidos. A

seleção do método mais apropriado normalmente se baseia em considerações

econômicas e nas tecnologias disponíveis, de acordo com as leis ambientais em

vigor.

Apesar de a indústria siderúrgica ter feito progressos relevantes na

diminuição dos impactos da fabricação do aço no meio ambiente, no que se refere

à gestão de resíduos, ainda existe um grande potencial de redução. É por meio do

sistema de gestão de coprodutos que se têm os maiores avanços no aumento da

sustentabilidade ambiental nas indústrias siderúrgicas. Nas usinas integradas a

coque, cerca de 80% do total de resíduos sólidos gerados são oriundos apenas de

duas etapas: redução e refino. Nas usinas semi-integradas, as fases de matérias-

primas e refino (aciaria) respondem pela quase totalidade da geração.

As indústrias siderúrgicas integradas, responsáveis por cerca de 70% da

produção mundial de aço, para produzirem 1 tonelada de aço utilizam mais de 2,5

toneladas de matérias-primas e geram cerca de 600 kg de coprodutos e resíduos de

processo por tonelada de aço produzido.

À medida que as matérias primas se tornam cada vez mais escassas, cabe às

indústrias a garantia de que sejam usadas com a máxima eficiência. Para que isto

ocorra é fundamental a gestão eficaz dos coprodutos e resíduos produzidos. Isso

30

não só minimiza eventuais impactos ambientais, mas ainda reduz custos para

aquisição de matérias-primas, tornando a indústria mais competitiva.

2.3. A geração de coprodutos e resíduos na indústria siderúrgica

Em 2015, a produção mundial de aço foi de 1.640 milhões de toneladas. As

usinas siderúrgicas integradas e semi-integradas, geram cerca de 600 kg de

coprodutos e resíduos de processo por tonelada de aço produzido.

Apenas considerando-se as siderúrgicas integradas, no mundo estima-se

uma geração anual de cerca de 700 milhões de toneladas de coprodutos e resíduos

de processo, dos quais cerca de 450 milhões de toneladas são escórias de alto-

forno e de aciaria LD, materiais largamente empregados na produção de cimento e

em pavimentação. Os demais coprodutos são outras escórias, carepas (óxidos de

ferro) e materiais particulados portadores de ferro e carbono, provenientes dos

sistemas de limpeza dos gases de exaustão dos processos siderúrgicos.

Dentre os coprodutos gerados, os pós e as lamas de aciaria, gerados nos

sistemas primários de limpeza de gases de exaustão das aciarias nas usinas

siderúrgicas integradas, representam cerca de 24kg por tonelada de aço, ou perto

de 30 milhões de toneladas por ano, considerando-se o parque siderúrgico

mundial. No caso das aciarias elétricas, a geração de pó de aciaria é de cerca de 20

kg por tonelada de aço.

2.4. A produção do aço no conversor LD

O processo de produção de aço no conversor LD consiste no refino de ferro-

gusa líquido e sucata metálica carregada à temperatura ambiente, utilizando-se

oxigênio gasoso de alta pureza, transformando o metal líquido com teor de

carbono superior a 4% em aço contendo teores de carbono menores que 1%

(usualmente abaixo de 0,1%) e também elevando a temperatura do banho metálico

a cerca de 1.635°C. No processo de refino são também reduzidos os teores de

fósforo e enxofre do ferro-gusa, pois estes prejudicam determinadas propriedades

dos aços carbono.

O conversor LD é composto por uma carcaça metálica com o formato de um

barril, com a parte superior aberta e revestida internamente com tijolos refratários.

A produção de aço ocorre em regime de bateladas, ou corridas, com ciclo de

31

aproximadamente 45 minutos. Atualmente, produzem em geral cerca de 200 a 350

toneladas por corrida. As figuras reproduzidas abaixo (3, 4 e 5) ilustram

esquematicamente as etapas de produção de aço no conversor LD (7)

.

Calha de sucatas Panela de ferro-gusa líquido

Conversor LD

Figura 3 - Carregamento sucata de aço e gusa no conversor LD

Lança de oxigênio

Figura 4 - Injeção de oxigênio e coleta de amostra de aço no conversor

LD

Panela de aço Pote de escória

Figura 5 - vazamento de corrida de aço na panela e de escória no pote

32

Na primeira etapa da produção, a sucata metálica, que se encontra à

temperatura ambiente, é carregada no conversor por meio de uma caixa metálica e

com o auxílio de uma ponte rolante. Em seguida é carregado o ferro-gusa líquido

proveniente do alto-forno, usualmente com temperatura da ordem de 1.340°C. Na

etapa seguinte a lança de oxigênio é posicionada e inicia-se a injeção de oxigênio.

Ao longo do sopro de oxigênio são adicionados materiais fluxantes (cal calcítica

ou cal dolomítica, por exemplo) para formação da escória ao se combinarem com

as impurezas presentes no metal líquido, como a sílica por exemplo.

A energia requerida para elevar a temperatura dos materiais fluxantes, das

sucatas metálicas e do ferro-gusa até a temperatura necessária para a condução do

processo de fabricação de aço é proveniente das reações de oxidação de vários

elementos presentes nos materiais carregados no conversor LD. Os principais

elementos são o ferro, o silício, o carbono, o manganês e o fósforo, fornecidos

majoritariamente pelo ferro-gusa. A tabela abaixo (1) apresenta os calores de

reação dos principais elementos oxidados ao longo do processo de fabricação do

aço.

Tabela 1 - Reações de oxidação e respectivos calores de reação em

kJ/mol (7)

Reações de Oxidação H°r (-) (kJ/mol)

Durante o sopro de oxigênio também é usual o carregamento de materiais

refrigerantes, como as pelotas de minério de ferro por exemplo, a fim de se

controlar a temperatura do aço a ser vazado, uma vez que as reações de oxidação

mencionadas acima são fortemente exotérmicas e geram uma quantidade intensa

de calor.

Após o término do sopro é coletada uma amostra do metal líquido para

verificação da temperatura e da composição química. Estando o aço líquido nas

condições desejadas, este é vazado em uma panela de metal revestida com tijolos

33

refratários. Durante o vazamento do aço líquido são adicionadas ligas metálicas

para acerto da composição química do aço desejada. Por fim, a escória é vertida

em um pote metálico para remoção e transporte até o local de tratamento.

2.5. Sistemas de despoeiramento dos gases de exaustão dos conversores LD

O processo de fabricação de aço em conversores LD é caracterizado por

diversas fontes de poluição e requer a utilização de equipamentos de controle

ambiental. Entre estes equipamentos, destacamos os sistemas de despoeiramento

dos gases provenientes da injeção de oxigênio no banho de metal líquido.

Após o carregamento da sucata metálica e do ferro-gusa, o conversor LD é

posicionado com o seu eixo na vertical e inicia-se o sopro de oxigênio por meio de

uma lança refrigerada a água. O sopro de oxigênio dura em geral de 13 a 25

minutos, em média 20 minutos, e tem uma vazão que pode variar de 560 a 1.000

Nm³ por minuto. O oxigênio é injetado com elevada vazão a fim de reagir com os

elementos contidos no ferro-gusa líquido, tais como o carbono e o silício,

ocasionando a formação de gases e escória, conforme ilustrado na figura abaixo.

São carregados ferro-gusa líquido, sucata de aço, minério de ferro (refrigerante),

cal calcítica e cal dolomítica. O oxigênio é então injetado através da lança, sendo

produtos das reações a escória, os gases de exaustão (principalmente CO e CO2), e

o aço líquido (figura 6).

Figura 6 - Matérias-primas e oxigênio utilizados no conversor LD;

produtos, gases e coprodutos gerados no processo (7)

34

Entretanto, devido à forte turbulência causada pela injeção do oxigênio, os

gases formados arrastam partículas sólidas que são succionadas pelo sistema de

exaustão de gases do conversor LD, conforme ilustrado na figura abaixo (7).

Figura 7 - Conversor LD e o Sistema de Captação de Gases (8)

Conforme mencionado anteriormente, são gerados aproximadamente 25 kg

de materiais particulados por cada tonelada de aço produzido no conversor LD.

Para que este processo de produção de aço seja sustentável faz-se necessário

a captação dos materiais particulados de forma a evitar sua emissão para a

atmosfera, assim atendendo à legislação ambiental.

No Brasil, segundo a Resolução CONAMA 436/2011, o limite de emissões

de material particulado é de 80 mg/Nm³ nos gases de exaustão. Na Europa os

limites de emissão para este equipamento são inferiores, geralmente abaixo de 50

mg/Nm³.

Atualmente, existem duas rotas consagradas para a remoção dos materiais

particulados contidos nos gases de exaustão do conversor LD. A rota mais

utilizada é via úmida, tendo em geral as seguintes etapas principais:

Lavagem dos gases para remoção do material particulado no lavador

Venturi

Remoção das partículas mais grossas por concentração gravítica no

classificador em espiral

Adensamento do lodo produzido (partículas mais finas) no espessador

Filtragem do lodo no filtro-prensa

Sistema de

exaustão de gases

35

Na primeira etapa os gases são conduzidos em contracorrente a um fluxo de

água atomizada num lavador de gases tipo Venturi, onde o material particulado é

arrastado pelas gotículas de água e decantam na parte inferior do lavador (figura

8).

Figura 8 - Lavador de gases tipo “Venturi”

Os gases lavados deixam o lavador pela parte superior e são conduzidos ao

gasômetro para posterior aproveitamento como combustível, ou são descartados

após queimados pelo “flare” no topo da chaminé. A água contendo o material

particulado, coletada na parte inferior do lavador é bombeada para o classificador

em espiral (figura 2.8) para remoção das partículas mais pesadas, dando origem à

lama grossa de aciaria.

Figura 9 - Classificador em espiral

36

Na terceira etapa a água contendo as partículas mais leves é bombeada até o

espessador (figuras 10), onde ocorre o adensamento da polpa (mistura de água e

material particulado). Este adensamento se faz necessário para a etapa final de

tratamento no filtro-prensa, transformando a polpa alimentada ao processo em

lodo, contendo cerca de 15% de sólidos.

Figura 10 - Espessador

O lodo produzido é então raspado no fundo do espessador e bombeado até o

sistema de filtros-prensa (figura 11), onde então á produzida a lama fina de

aciaria, contendo cerca de 70% de sólidos.

Figura 11 - Filtro – prensa

Na rota a úmido, geralmente se obtêm concentrações de materiais

particulados nos gases de exaustão da ordem de 15 a 50 mg/Nm³.

Outra rota utilizada, com menos frequência, é a rota a seco, que tem em

geral as seguintes etapas principais:

37

Separação das partículas mais grossas por deflexão (defletor com aspersão

de água)

Separação das partículas mais finas no precipitador eletrostático

Na primeira etapa os gases são resfriados pela aspersão de água por bicos

injetores e em seguida sofrem uma súbita deflexão por um dispositivo

denominado “banana”, onde as partículas mais pesadas são separadas e

conduzidas ao silo de descarte por um transportador de arraste por correntes.

Na segunda etapa, os gases com as partículas mais leves são conduzidos ao

precipitador eletrostático (figura 12), onde as partículas são eletricamente

carregadas e submetidas a um campo elétrico entre placas metálicas paralelas,

sendo atraídas para uma das placas. A camada de partículas aderida é então

removida das placas por meios mecânicos (vibração). As partículas removidas se

acumulam em tremonhas localizadas na parte inferior do precipitador, de onde são

conduzidas ao silo de armazenamento por um transportador helicoidal (ou de

rosca). Do silo de armazenamento o pó de aciaria é enviado para reaproveitamento

em outros processos, ou para estocagem em pátios de armazenamento, ou mesmo

para disposição final.

Figura 12 - Precipitador eletrostático

Na rota a seco, geralmente se obtêm concentrações de materiais particulados

nos gases de exaustão da ordem de até 10 mg/Nm³. A figura 13 ilustra o sistema

de remoção de particulados a seco.

38

Figura 13 - Ilustração geral do sistema de remoção de particulados a

seco (5)

2.6. Características dos pós e lamas de aciaria

A formação de materiais particulados durante o processo de fabricação de

aço tornou-se um sério problema com o advento de métodos de produção de aço

em larga escala, desde os primórdios da indústria siderúrgica, com os fornos de

soleira aberta (open-hearth), os processos Bessemer e Thomas e nos dias atuais os

conversores LD com injeção de oxigênio e os fornos elétricos a arco.

Inicialmente a questão era reduzir a quantidade de poeira lançada na

atmosfera para satisfazer regulamentações acerca da concentração de poeira. No

entanto, até a década de 1960 estava claro que não haviam métodos eficientes para

se reduzir a quantidade de poeira formada durante o processo de fabricação de

aço. As pequenas reduções alcançadas na formação de poeira não afetavam

significativamente os custos referentes à limpeza dos gases que eram lançados na

atmosfera. A redução na intensidade do jato de oxigênio ou a alteração no ângulo

de injeção do oxigênio não só reduzia a quantidade de poeira formada, mas

também reduzia a produtividade do forno.

A questão da redução da formação de poeira formada no processo de

fabricação de aço tornou-se mais apurada a partir de duas questões cruciais: o

esgotamento dos recursos naturais e a otimização do uso dos recursos

remanescentes. Houve então um aumento significativo no número de

investigações acerca dos mecanismos de formação das poeiras geradas durante a

fabricação do aço e das propriedades destas poeiras.

39

Em geral, os sistemas de limpeza de gases removem cerca de 24 kg de

poeiras por tonelada de aço produzido nos conversores LD e de 15 a 25 kg de

poeiras por tonelada de aço produzido nos fornos elétricos, sendo que a maior

parte desta geração usualmente não é reciclada e termina estocada em pátios ou

aterros. Porém, como estas poeiras contêm materiais valiosos como ferro e zinco,

a questão do seu completo aproveitamento torna-se uma matéria de grande

importância.

A composição química das poeiras geradas na fabricação do aço depende da

composição da carga utilizada, do tipo de aço a ser produzido e das condições

operacionais do forno. As poeiras geradas são compostas principalmente de

metais e seus óxidos, além de sulfetos, cloretos, fluoretos e outros componentes.

No caso do pó de aciaria do conversor LD há uma clara distinção entre a fração

grossa e a fração fina.

Em geral, 2/3 da fração grossa é formada por grãos de ferro que contém até

90% de ferro metálico. A parte remanescente é composta de partículas de escória

com inclusões de grãos finos de ferro. O tamanho das partículas da fração grossa

varia de 20 a 1000 µm, sendo que as partículas menores que 500 µm tem formato

esférico.

A fração fina de pó de aciaria é composta principalmente de óxidos de ferro,

finos de escória e zinco. Em geral as partículas são esféricas com granulometria

entre 1 e 200 µm. A maior parte das partículas tem um núcleo denso de ferro

envoltas por uma fina crosta de óxidos com elevado teor de zinco, sendo que o

teor de zinco decresce da superfície para o interior. O zinco encontra-se na forma

de óxido de zinco (ZnO), de ferrita de zinco (ZnFe2O4) ou como carbonato de

zinco (ZnCO3).

Os mecanismos de formação das poeiras no processo de fabricação do aço

até então assumidos são os seguintes (10)

:

I. Vaporização de metal na zona de reação a elevadas temperaturas (área de

depressão causada pelo jato de oxigênio

II. Gotículas de metal e escória removidos da superfície do banho de metal

líquido pela ação mecânica do jato de oxigênio

40

III. Dispersão, ou pulverização, de metal e escória da superfície do banho por

bolhas de monóxido de carbono formadas durante a descarburização do

banho metálico

IV. Arraste de partículas finas sólidas dos materiais carregados no conversor

LD

A tabela 2 apresenta a composição química típica das frações grossa e fina

de pó de aciaria em usinas siderúrgicas europeias.

Tabela 2 - Composição química do pó de aciaria (frações grossa e fina)

em usinas siderúrgicas européias (5)

Parâmetro Pó grosso (%) Pó fino (%)

Ferro total 30 – 85 54 – 70

Ferro metálico 72 20

CaO 8 – 21 3 – 11

Zn 0,01 – 0,4 1,4 – 3,2

Pb 0,01 – 0,04 0.2 – 1,0

S 0,02 – 0,06 0,07 – 0,12

C 1,4 0,7

2.7. Tecnologia de aglomeração de partículas sólidas

Aglomeração é o termo geral empregado para designar operações aplicadas

a materiais de granulometria fina para transformá-los em corpos ou fragmentos

coesos, por meio de mecanismos físicos e/ou químicos, conferindo-lhes tamanho e

forma adequados ao seu uso posterior.

A tecnologia de aglomeração de partículas sólidas, como operação unitária

integrante de processamento de sólidos, teve início em meados do século XlX

orientada para a recuperação de finos de carvão e a fabricação de produtos

farmacêuticos sólidos (12)

.

O desenvolvimento da aglomeração como ciência teve início na década de

1950 com a definição formal dos mecanismos de aglomeração, quando foram

reunidos um conjunto de conhecimentos interdisciplinares relativos a todos os

aspectos da aglomeração de partículas sólidas, inclusive com o desenvolvimento

de pesquisa fundamental acerca destes aspectos.

41

O fenômeno da aglomeração pode ser descrito como a colagem de partículas

sólidas causada por forças de atração entre as partículas, químicas ou físicas,

mediante modificações de origem química ou física nas partículas provocadas por

condições específicas de processo ou pela ação de aglomerantes, substâncias que

aderem quimicamente ou fisicamente nas superfícies sólidas, formando uma ponte

de ligação entre as partículas.

A aglomeração de partículas em certos casos ocorre naturalmente,

especialmente se as partículas forem muito finas, podendo resultar na formação de

indesejáveis torrões ou pelotas, prejudiciais a determinadas operações.

O processo de aglomeração se caracteriza pela combinação benéfica de

partículas sólidas e mudança de tamanho destas partículas. Para se alcançar os

resultados desejados lança-se mão dos mecanismos naturais de ligação, que

podem ser potencializados pela aplicação de forças que movimentem as partículas

entre si, por forças de compressão, ou ainda em complementação aos processos

mecânicos, pela adição dos materiais aglomerantes.

Os componentes de um aglomerado são frequentemente bastante distintos e,

na maioria dos casos, os aglomerados contêm uma quantidade significativa de

espaço vazio entre as partículas, diferentemente de outros fenômenos de

crescimento de grãos, como a cristalização, onde o corpo resultante de uma matriz

líquida tem uma estrutura densa na qual átomos e moléculas são arranjados de

forma regular e repetitiva.

No caso dos aglomerados, a porosidade é determinante para a definição de

suas propriedades mecânicas e aplicabilidade.

As figuras 14 e 15 ilustram os mecanismos de aglomeração a frio de

materiais particulados:

Figura 14 - Mecanismos de aglomeração (12)

42

a) Pontes sinterizadas; fusão parcial; cristalização de substâncias solúveis

b) Reação química; endurecimento dos aglomerantes; aglomerantes com alta

viscosidade; camadas de adsorção

c) Pontes líquidas; endurecimento dos aglomerantes; cristalização de

substâncias dissolvidas (do meio líquido); deposição de partículas

suspensas.

Figura 15 - Mecanismos de aglomeração (12)

d) Forças moleculares (forças de Van der Walls, forças de valência, pontes de

hidrogênio); forças eletrostáticas; forças magnéticas

e) Ligações intertravadas

f) Forças capilares; aglomerante tipo matriz

2.7.1. Aglomerantes e lubrificantes

A aglomeração de partículas com vistas a algum processo industrial requer a

seleção de uma técnica de aglomeração apropriada. Diversos mecanismos de

aglomeração já descritos podem estar naturalmente disponíveis ou podem ser

ativados.

Os aglomerantes são componentes adicionados antes ou durante o processo

de aglomeração a fim de elevar a resistência mecânica do aglomerado a ser

produzido. Os aglomerantes podem afetar a resistência mecânica dos aglomerados

imediatamente após a produção ou após um determinado tempo, denominado

“cura”.

A seleção do aglomerante a ser utilizado depende de vários fatores

específicos para cada aplicação em particular. Deve ser compatível com os

materiais a serem aglomerados assim como com a utilização do produto. No caso

43

de aglomeração de materiais particulados para os processos siderúrgicos, por

exemplo, aglomerantes contendo enxofre não podem ser utilizados uma vez que o

enxofre afeta negativamente as propriedades dos aços produzidos.

Por esta razão, o desenvolvimento de aglomerantes não pode ser tratado de

forma generalista. Pelo contrário, cada aplicação deve ser desenvolvida conforme

as particularidades dos materiais utilizados e dos processos produtivos associados.

Os aglomerantes podem ser divididos em orgânicos e inorgânicos e sua

distribuição na estrutura do aglomerado pode estar na forma de filmes superficiais

ou na forma de uma matriz.

Os aditivos tipo “filme” são usualmente fluidos que recobrem as partículas e

formam pontes de ligação nas áreas de contato entre as partículas. Neste caso, a

quantidade de aglomerante requerida é relativamente pequena. A água é o ligante

mais conhecido do tipo filme.

Já os aglomerantes do tipo “matriz”, por outro lado, usualmente preenchem

os vazios existentes entre as partículas sólidas e reduzem drasticamente sua

porosidade. Um exemplo comum de aglomerante do tipo matriz é o cimento.

A tabela 3 contém uma relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos

mais utilizados em processos de aglomeração.

Tabela 3 - Relação de aglomerantes orgânicos e inorgânicos mais

utilizados em processos de aglomeração (12)

Aglomerantes orgânicos Aglomerantes inorgânicos Asfalto Silicato de sódio

Celulose Silicato de potássio

Alcatrão Bentonita

Piche Soda cáustica

Dextrina Cimento Portland

Goma-arábica Escórias

Lignina Argilas

Lignosulfonato Gesso

Melaço Cal virgem

Polpa de papel Cal hidratada

Resinas Óxido de magnésio

Amido Sílica gel

44

Existem ainda outros aglomerantes que reagem quimicamente com

diferentes componentes da mistura de aditivos ou mesmo com a material a ser

aglomerado. Tais reações podem resultar em produtos de elevada resistência, com

ligações à prova d’água por exemplo.

São ainda utilizados como aditivos nos processos de aglomeração os

lubrificantes, que podem ser sólidos ou líquidos e atuam como redutores do

coeficiente de fricção entre as partículas da massa a ser aglomerada e, desta

forma, resultam na produção de um aglomerado com maior densidade e menor

porosidade. A tabela 4 contém exemplos de lubrificantes.

Tabela 4 - Exemplos de lubrificantes utilizados em processos de

aglomeração (12)

Lubrificantes líquidos Lubrificantes sólidos Glicerina Grafite

Emulsões óleo/água Parafina

Água Ácido esteárico

Etileno glicol Ceras

Óleos Talco

Silicones

Na aglomeração sob pressão os lubrificantes podem também reduzir o

coeficiente de fricção entre o material a ser aglomerado e o ferramental utilizado

(matrizes, moldes, rolos, etc.), resultando em aglomerados com estrutura mais

uniforme e menor variação de densidade. Os lubrificantes também podem

contribuir para redução das forças de desprendimento entre o aglomerado e a

matriz ou molde, elevando a taxa de sobrevivência dos aglomerados produzidos.

Conforme visto, os aglomerantes são utilizados quando o material a ser

aglomerado não possui resistência suficiente à compressão e ao impacto após a

compactação, pois proporcionam uma maior adesão das partículas finas. Os

aglomerantes também podem ser classificados de acordo com sua função na

mistura a ser aglomerada, podendo ser do tipo: matriz, filme ou aglomerantes

químicos, conforme a tabela 5.

45

Tabela 5 - Tipos de aglomerantes conforme sua função

TIPOS DE AGLOMERANTES

Matriz Filme Químicos Alcatrão Água Ca(OH)2 + Melaço

Asfalto Silicato de Sódio Silicato de sódio + CO2

Cimento Portland Lignosulfonatos Epóxies

Os aglomerantes do tipo matriz provocam um “embutimento” das

partículas dentro de uma fase substancialmente contínua, sendo as propriedades

dos aglomerados determinadas pelas características do aglomerante.

Os aglomerantes do tipo filme apresentam função parecida com as colas

adesivas e dependem, principalmente, da evaporação da água ou de algum

solvente para desenvolver uma maior resistência mecânica.

Os aglomerantes químicos podem ser utilizados tanto como matriz ou

como filme. Um bom exemplo são os aglomerantes químicos utilizados em areias

de fundição.

Os materiais aglomerantes podem ainda ser classificados pelo estado físico

ou pela ação química:

Os estados físicos incluem líquidos (tais como água, óleo e silicato de

sódio), sólidos (tais como bentonita e amido de milho) e semissólidos (tais

como alcatrão).

Os aglomerantes de ação química incluem orgânicos hidrofóbicos (tais

como alcatrão, piche e betume), orgânicos hidrofílicos (tais como amido,

melaço e lignosulfonato) e inorgânicos (tais como cimento, argila e cal).

Os aglomerantes químicos afetam a resistência do aglomerado pela reação

química entre dois aglomerantes ou entre um aglomerante e uma substância

contida na mistura de materiais a ser aglomerada.

2.7.1.1. Seleção de Aglomerantes

Com base na revisão bibliográfica realizada, assim como em dados

levantados de atividades de briquetagem de materiais particulados na indústria

siderúrgica nacional e internacional, e devido às suas características, foram

46

selecionados os seguintes aglomerantes para a realização de ensaios de

aglomeração neste trabalho.

Sistema melaço e cal

Cimento Portland ARI (Alta Resistência Inicial)

O gráfico abaixo (figura 16) registra o bom desempenho do melaço e do

sistema de aglomeração melaço/cal frente a outros aglomerantes, no caso dos

ensaios de resistência à compressão de pelotas de minério de ferro secas.

Há que se enfatizar que não há necessidade de adição suplementar de cal

uma vez que a mesma já está presente no pó de aciaria.

Figura 16 - Resistencia a compressão de pelotas, secadas a 105°C,

produzidas com diferentes aglomerantes (41)

O cimento é outro aglomerante tradicionalmente utilizado na produção de

briquetes de coprodutos ferrosos, principalmente quando os briquetes são

utilizados em altos-fornos. Neste trabalho, O cimento Portland ARI foi

selecionado em função de suas características de alta resistência inicial, ou seja, a

resistência mecânica do aglomerado eleva-se dentro de um período de tempo mais

curto, quando comparado com outros cimentos, contribuindo para o atingimento

Resistência à compressão das pelotas secas

(N(

Dosagem dos

aglomerantes

(%)

Aglomerantes

(N)

47

dos valores mínimos de resistência mecânica necessários para o manuseio dos

aglomerados mais rapidamente.

Em geral é desejável que os aglomerados produzidos possam ser

manuseados no menor tempo possível após a sua produção, uma vez que o custo

de estocagem dos aglomerados é elevado.

A tabela 6 apresenta os valores de resistência mínima à compressão do

cimento ARI e de outros cimentos, ao longo do período de cura.

Tabela 6 - Resistência à compressão de diversas classes de cimento

Portland (16)

2.7.2. Processos de aglomeração

Os principais processos de aglomeração de finos usados na indústria

minero-metalúrgica, pelotização, briquetagem e sinterização, objetivam

transformar os finos de matérias-primas em aglomerados que viabilizem a

utilização em processos metalúrgicos. Podem também ser utilizados para permitir

o manuseio e transporte de finos, evitando-se a emissão de materiais particulados

durante estas atividades.

Mais recentemente, estes processos têm sido utilizados para aglomeração de

resíduos de processo das indústrias metalúrgicas, a fim de viabilizar o seu

reaproveitamento.

Os processos de aglomeração podem então ser classificados em três campos

tecnológicos distintos, e ilustrados conforme as figuras abaixo:

48

Figura 17 - Processos de aglomeração (11)

a) Aglomeração por rolagem e crescimento – pelotização

b) Aglomeração por compactação sob pressão – briquetagem

c) Aglomeração por fusão superficial – sinterização

Sendo:

A => Material alimentado (particulado)

v => velocidade

F => Força empregada

Q => Fluxo de calor

2.7.2.1. Pelotização

A aglomeração por rolagem e crescimento das partículas, ou pelotização,

implica na aglomeração de pequenas partículas que aderem entre si, após colisão

durante seu movimento, irregular e estocástico, em um leito de partículas,

formando um novo corpo que é mantido unido devido às forças de ligação entre as

partículas. Após sobrepujar o estado crítico de nucleação de sementes, o conjunto

de partículas cresce pela adesão de novas partículas em sua superfície.

A estrutura do aglomerado resultante do processo de pelotização depende da

densidade do leito de partículas, da energia transmitida pela colisão das partículas,

da ação dos mecanismos de ligação e do tempo, entre outros.

A figura 18 apresenta um modelo conceitual de como uma pequena

partícula é incorporada na superfície de um conjunto de partículas aglomeradas

úmidas em um leito de partículas de alta densidade em movimento, durante o

processo de aglomeração por rolagem e crescimento.

49

Figura 18 - Modelo conceitual de incorporação de uma partícula (12)

O mecanismo básico de aglomeração por rolagem e crescimento á

apresentado na figura 19. A adesão de partículas individuais entre si ou em

superfícies sólidas é controlada pela competição entre forças relacionadas ao

volume e à superfície das partículas.

Figura 19 - Modelo conceitual de nucleação, coalescência e crescimento

de partículas aglomeradas (12)

Para que a adesão seja permanente, certos critérios devem ser preenchidos.

O mais importante de todos é que o sistema de forças que atua sobre a massa das

partículas (gravidade, inércia, arraste, etc.) deve ser inferior às forças de atração

entre as partículas aderentes.

As forças de atração são forças conhecidas como de curto alcance; sua

magnitude e resistência decresce rapidamente com o aumento da distância entre as

partículas. Portanto, como a superfície dos materiais particulado é rugosa, ao

menos em escala microscópica, e a massa das partículas decresce com a redução

do tamanho das partículas elevada à terceira potência, a tendência de adesão

aumenta com a redução do tamanho das partículas.

O mecanismo ilustrado na figura 2.20 ocorre naturalmente se o tamanho das

partículas aglomeradas tem escala manométrica. No caso de partículas maiores,

50

em escala micrométrica, as forças de adesão devem ser incrementadas pela adição

de aglomerantes (geralmente água ou outros líquidos) ou pelo aumento da

probabilidade de colisão entre as partículas através de uma alta concentração de

partículas (densificação). Tais condições são obtidas em discos rotativos (figura

20-A) inclinados, tambores giratórios (figura 20-B) ou outros tipos de

misturadores.

Figura 20 - Tambor giratório (A) e disco rotativo(B) (13)

Os aglomerados produzidos por este processo, inicialmente são

denominados aglomerados “verdes”, após a nucleação de crescimento dos

aglomerados de partículas transformando-os em agregados maiores e esféricos,

também denominados pelotas. Os aglomerados úmidos, ou verdes, mantêm-se

temporariamente unidos pelos efeitos da tensão superficial e de forças capilares do

aglomerante líquido.

Entretanto, em certos casos, componentes presentes nos aglomerados com

propriedades cimentícias mantêm os aglomerados unidos permanentemente,

mesmo após a secagem. Em geral, para que os aglomerados se mantenham unidos

após a perda de umidade, são necessários processos de pós tratamento como a

secagem, cura, reações químicas entre componentes, queima ou sinterização,

associados ao endurecimento das partículas aglomeradas.

2.7.2.2. Briquetagem

A briquetagem consiste na aglomeração de partículas finas por meio de

pressão, com auxílio ou não de um aglomerante, permitindo a obtenção de um

51

produto não só compactado, porém com forma, tamanho e parâmetros mecânicos

adequados.

Durante o processo de aglomeração sob pressão, forças externas atuam

sobre uma massa de partículas, parcial ou totalmente confinadas. São concebidas

duas diferentes fases de densificação que influenciam a estrutura do aglomerado

obtido sob pressão.

Na primeira fase, que demanda forças relativamente baixas, há uma pequena

elevação da densidade da massa de partículas, obtida pelos mecanismos de adesão

das partículas e de redução do atrito entre as partículas. Nesta fase, a densificação

depende da densidade aparente da massa de partículas a ser aglomerada. A

densidade aparente inicial pode ser muito baixa em função de elevadas forças de

adesão, típicas de partículas muito finas, ou pelo efeito do atrito entre partículas

causado pelo formato irregular das partículas ou pela superfície rugosa das

partículas finas.

Nesta fase inicial de densificação, o tamanho e o formato das partículas

sofrem pequena, ou desprezível, alteração. Algumas técnicas de aglomeração sob

pressão, que fazem uso de aglomerantes ou de mecanismos de aglomeração

intrínsecos da massa de partículas, se limitam à aplicação de forças que não

ultrapassem esta fase de densificação, conforme ilustrado na figura 21.

Figura 21 - Mecanismo conceitual inicial de aglomeração sob pressão

(12)

Na segunda fase, com o aumento da pressão, em um estágio inicial, as

partículas se rearranjam em uma estrutura mais densa, sem haver alteração na

forma e tamanho das partículas, porém sem atingir a maior densidade possível,

pois as partículas não são capazes de se mover livremente para ocupar os espaços

vazios ainda disponíveis. Em seguida, com o aumento contínuo da pressão, as

partículas de deformam e/ou quebram.

52

Neste estágio final de compactação, a estrutura se altera drasticamente, e o

espaços vazios são reduzidos até um ponto onde já não é mais possível algum

incremento na densificação e a massa de partículas passa a se comportar como um

sólido incompressível, conforme ilustrado na figura 22.

Figura 22 - Mecanismo conceitual final de aglomeração sob pressão (12)

A aglomeração de partículas sob baixa e média pressão produz aglomerados

com forma e tamanho relativamente uniformes. Neste processo a mistura

alimentada deve ser constituída de partículas relativamente finas, com a adição de

aglomerantes quando necessário. A massa úmida de partículas sólidas com a

adição de aglomerantes é submetida a um processo de extrusão ao serem forçadas

a passar através de uma matriz perfurada (figura 2.25).

A pressão exercida na massa de partículas, em conjunto com as forças de

atrito desenvolvidas durante a passagem das partículas pelos furos produzem os

aglomerados, que tem o formato dos furos por onde passam, normalmente

cilíndrico. Em geral é necessária uma etapa de pós tratamento é requerida para a

obtenção da resistência permanente necessária.

53

Figura 23 - Processo de extrusão (esquemático)

Já a aglomeração sob elevada pressão é a técnica mais versátil para a

aglomeração de partículas sólidas (figura 24). Neste processo podem ser utilizadas

partículas com dimensões e formatos variados, com partículas medindo desde

alguns nanômetros até uns poucos centímetros, dependendo, entretanto, das

características das partículas e da seleção dos equipamentos utilizados no

processo. A temperatura de processamento também é bastante flexível, partindo

de temperaturas próximas de 0° C até cerca de 1.000° C.

Figura 24 - Processo de briquetagem (esquemático)

Tipicamente, os produtos da aglomeração sob elevada pressão, possuem alta

resistência imediatamente a descarga do equipamento. Não obstante, para que o

aglomerado atinja maior resistência com o tempo, é necessária a adição de

aglomerantes e de uma etapa de pós tratamento.

Na aglomeração sob elevada pressão, a porosidade da massa de partículas

decresce de forma que os fluidos que inicialmente ocupam os espaços poros

devem ser capazes de escapar da massa de partículas. Assim, deve haver tempo

suficiente para que a deformação inicialmente elástica se transforme em

deformação permanente com a quebra ou deformação plástica das partículas. Este

54

requerimento limita a velocidade de densificação da massa de partículas e

consequentemente a capacidade produtiva.

Um dos parâmetros mais importantes para a confecção de briquetes é a

umidade da mistura. A adição de água só não é realizada quando a substância

aglomerante se apresenta na forma de solução aquosa ou como um fluído. A fim

de apresentarem a resistência mecânica desejada, os briquetes podem ser

submetidos a um tratamento de endurecimento, realizado à temperatura ambiente,

em estufas e secadores (400°C), ou em fornos (acima de 1.000°C).

No processo de aglomeração de partículas finas, as forças de atração

molecular de “Van der Waals” apresentam forte influência na união das

partículas. Entretanto, somente tornam-se efetivas quando a distância entre as

partículas é reduzida pela ação de uma força externa elevada, no caso da

aglomeração sob pressão.

Na aplicação da pressão externa ao material a ser briquetado, podem ser

utilizados três processos:

I. Briquetagem em prensas de rolos (figura 25), onde o material flui

continuamente, entre dois rolos paralelos, com cavidades ou moldes

dispostos em sua superfície, de tamanho e forma adequados, rigidamente

ligados entre si, girando com a mesma velocidade de rotação, todavia em

sentidos contrários

II. Briquetagem por extrusão contínua em máquinas do tipo maromba

III. Briquetagem em prensas hidráulicas, em que os moldes são preenchidos,

de forma intermitente.

Figura 25 - Briquetagem com prensa de rolos

55

2.7.2.3. Sinterização

A sinterização se baseia na fusão incipiente dos componentes de uma

mistura constituída de um componente principal e de adições de fundentes,

promovendo a ligação rígida das partículas, com a solidificação da fase líquida.

No processo de sinterização, os átomos e moléculas se movem a elevadas

temperaturas através da interface nos pontos de contato entre duas partículas

sólidas e formam uma ponte. Este processo é influenciado pela temperatura, área

de contato, pressão e tempo. A aglomeração pelo calor ocorre em materiais

granulados que são depositados em uma grelha, estacionária ou em movimento. O

calor é fornecido por gases quentes que permeiam a carga ou pela queima de um

combustível sólido previamente misturado à mistura de materiais a ser sinterizada.

Como resultado, a estrutura do sínter produzido é porosa, particularmente quando

o calor é fornecido pelo combustível sólido, cuja massa desaparece em grande

parte pela queima, restando apenas as cinzas.

Em alguns casos, a sinterização é utilizada como um processo de pós

tratamento para proporcionar resistência permanente aos aglomerados produzidos

em outros processos de aglomeração. Pode também ser utilizada para modificar a

porosidade do aglomerado. Dependendo do processo de sinterização utilizado, o

aglomerado produzido pode encolher (redução de volume) e tornar-se mais denso,

podendo ter sua porosidade reduzida a quase zero formando uma massa compacta.

Por outro lado, em situação oposta, as condições de processo podem ocasionar a

elevação da porosidade do aglomerado.

Deve -se ainda mencionar que a sinterização usualmente não é utilizada em

casos onde pode haver alteração (indesejável) da composição química do material

aglomerado durante o aquecimento.

2.8. Aglomeração de concentrados de minério de ferro via pelotização

Processos de aglomeração combinam partículas pequenas e discretas em

agregados com maiores dimensões, apropriadas às utilizações previstas na

indústria siderúrgica.

56

Durante o processo de pelotização de minério de ferro, partículas de minério

de ferro concentrado úmido e materiais fluxantes são rolados e pelotizados com o

auxílio de um aglomerante (figura 26).

Figura 26 - Mecanismo de pelotização (esquemático) (14)

As pelotas rolam e crescem em discos ou tambores rotativos. Os

aglomerados produzidos se mantêm coesos pela ação de forças capilares e tensão

superficial na presença de umidade. No entanto, estes aglomerados tendem a se

desintegrar com a perda de umidade se não houver a presença de um aglomerante.

Em geral, no processo de pelotização são utilizados como aglomerantes,

argila bentonítica ou aglomerantes orgânicos, que mantêm a integridade das

pelotas mesmo após a sua secagem.

O processo de pelotização de minério de ferro é um processo a úmido, onde

após a produção de pelotas “verdes”, ainda úmidas, são submetidas a etapas de

secagem e aquecimento a temperaturas elevadas para endurecimento das pelotas.

Assim, a presença de aglomerantes afeta sobremaneira o processo de pelotização,

desde a formação das pelotas “verdes” até a etapa final de aquecimento e

endurecimento.

Na etapa de produção das pelotas “verdes”, os aglomerantes interagem com

a umidade presente nas partículas minerais e com as próprias partículas, afetando

as forças capilares e as forças viscosas que mantêm unidas as partículas minerais.

A presença de argilas ou aglomerantes orgânicos favorece a aglomeração

por uma série de fatores, entre os quais:

Os aglomerantes auxiliam o controle do transporte de umidade durante o

processo de aglomeração a úmido.

57

o Os aglomerantes aumentam a viscosidade do líquido dentro da

estrutura das pelotas “verdes” e reduzem a velocidade de transporte

da umidade do interior das pelotas “verdes” até a sua superfície.

Este fenômeno controla a taxa de crescimento das pelotas “verdes”

que depende da presença de umidade na superfície do aglomerado.

Certos aglomerantes também previnem a desintegração das pelotas

“verdes” durante a secagem.

Os aglomerantes podem auxiliar o controle do excesso de umidade

presente no material a ser aglomerado.

o O crescimento das pelotas depende criticamente da presença de

umidade no material alimentado. Uma quantidade pequena de

umidade dificultará o crescimento dos núcleos de partículas

inicialmente formados, tornando as pelotas “verdes” fracas e

porosas. Uma quantidade de umidade elevada favorece a formação

de pelotas “verdes” com superfície rugosa, permitindo um

crescimento rápido e fora de controle, e em certos casos,

transforma o material a ser aglomerado em lama disforme. Neste

caso, certos aglomerantes podem ser adicionados para absorver o

excesso de umidade e produzir pelotas verdes” de boa qualidade e

proporcionar um processo de aglomeração mais estável.

Após a formação das pelotas “verdes”, estas são submetidas a um processo

de secagem por ar aquecido a uma temperatura na faixa de 300 a 500 °C. Com a

evaporação da umidade, as forças coesivas que mantêm as partículas aglomeradas

tendem a diminuir, o que poderia levar ao colapso das pelotas. No entanto, na

presença de argilas ou de aglomerantes orgânicos, os mesmos aderem aos pontos

de contato das partículas, formando pontes e filmes que conferem resistência às

pelotas, mesmo após o processo de secagem.

Após a secagem, as pelotas são aquecidas a temperaturas de até 1.300 °C. O

aglomerante utilizado usualmente utilizado nos processos de pelotização com

queima é a argila bentonítica, pois é um silicato com baixo ponto de fusão que se

funde durante o processo de aquecimento. A fase líquida molha as partículas,

envelopando-as e contrai a estrutura do aglomerado, tornando as pelotas mais

58

densas. A fase líquida pode atuar como um meio difusor, promovendo a

sinterização dos grãos de minério de ferro nas pelotas. Após o resfriamento, há um

acréscimo de ligações sólidas provenientes da fase sinterizada.

No caso da utilização de aglomerantes orgânicos na produção de pelotas

queimadas, como estes são queimados a partir de 300 °C, não contribuem para a

sinterização das partículas de minério de ferro.

As propriedades da fase líquida presente em temperaturas elevadas são

determinadas pela mineralogia do minério de ferro. A presença de minerais

silicatados nas argilas bentoníticas é o principal diferencial entre estas e os

aglomerantes orgânicos.

2.9. Processos de aglomeração a frio

Uma alternativa ao processo de endurecimento das pelotas à altas

temperaturas é a aglomeração a frio. Os processos de aglomeração a frio

abrangem uma série de processos de endurecimento a baixas temperaturas.

Estes processos incluem:

Ligações por carbonatos, ou seja, a formação de carbonatos a partir da

carbonatação da cal hidratada pela ação do dióxido de carbono

Ligações pela ação de cimentos

No entanto a aglomeração a frio, com a utilização de cimento como

aglomerante, adiciona sílica às pelotas (usualmente indesejável) uma vez que os

cimentos são compostos por silicatos. Por outro lado, os aglomerantes orgânicos

podem atuar como catalizadores das ligações por formação de carbonatos.

Os aglomerantes orgânicos podem ser utilizados por várias razões, mas

quando se trata de sua utilização na produção de pelotas para utilização em altos-

fornos, talvez o benefício mais importante seja a redução do teor de sílica nas

pelotas quando comparado com a utilização de argila bentonítica como

aglomerante. Os aglomerantes orgânicos entram em combustão durante os

processos conduzidos a elevadas temperaturas, gerando gases que se desprendem,

evitando a formação de cinzas ou escória na estrutura das pelotas.

59

2.9.1. Aglomeração a frio com a utilização de melaço como aglomerante

Um aglomerante orgânico usualmente utilizado é o melaço. O melaço é um

subproduto do processo de refino do açúcar. Consiste em uma solução espessa

remanescente após a cristalização do açúcar proveniente do caldo da cana de

açúcar ou da beterraba. Os principais componentes são açucares não recuperados

(30 – 60%), proteínas (< 10%) e minerais inorgânicos (< 10%) presentes na cana

de açúcar ou na beterraba. O conteúdo nutricional do melaço permite que seja

também utilizado como suplemento alimentar para animais.

Para utilização como aglomerante o melaço é usualmente utilizado em

conjunto com a cal. A cal reage com a sacarose e forma um complexo cal

sacarose, que posteriormente reagem com o dióxido de carbono da atmosfera e

forma carbonato de cálcio, recristalizando a sacarose. Os açucares agem

essencialmente como catalizadores da reação e formam uma rede de ligação de

carbonato de cálcio (Halt e Kawatra (12)

). Para que o processo de desenvolvimento

de resistência se complete são necessários vários dias de cura ao ar. Pode se

acelerar o processo de cura pela passagem de correntes de dióxido de carbono

através dos aglomerados.

O melaço também pode ser utilizado como aglomerante em conjunto com o

hidróxido de cálcio [15], conforme as reações abaixo.

O hidróxido de cálcio reage com a glicose formando um complexo de cal e

açúcar.

O complexo formado reage com o gás carbônico, formando carbonato de

cálcio e regenerando a glicose. Este processo se repete diversas vezes, sendo

considerado um processo químico-catalítico.

60

2.9.2. Aglomeração a frio com a utilização de cimento como aglomerante

Processos de aglomeração a fio utilizando cimento são utilizados há mais de

uma década na indústria siderúrgica com o objetivo de reciclar materiais

particulados portadores de unidades de ferro, denominados coprodutos, em seus

altos-fornos. Estes coprodutos são misturados com cimento e outros materiais

como finos de coque e escórias, sendo aglomerados na forma de briquetes ou

pelotas. Os aglomerados produzidos são então submetidos a uma etapa de “cura”,

que pode levar até 1 mês, para que os aglomerados alcancem a resistência

mecânica requerida.

No entanto, o uso destes aglomerados em altos-fornos é restrito a no

máximo 5% da carga ferrosa, pois quantidades superiores torna a operação do

alto-forno instável. Esta instabilidade é geralmente atribuída à perda de resistência

dos aglomerados em temperaturas elevadas devido à dissociação do cimento

hidratado.

2.9.2.1. Mecanismos de aglomeração com cimento pela hidratação

Cimento Portland é a denominação convencionada mundialmente para o

material usualmente conhecido na construção civil como cimento. O cimento

portland é um pó fino com propriedades aglomerantes, aglutinantes ou ligantes,

que endurece sob ação da água. Depois de endurecido, mesmo que seja

novamente submetido à ação da água, o cimento portland não se decompõe mais.

Segundo a definição de cimento Portland, tem-se que o mesmo é

constituído, principalmente, de material calcário (CaCO3), como a pedra calcária

comum e de óxido de alumínio (Al2O3), conhecido como alumina, e de dióxido de

silício (SiO2) conhecido como sílica, sendo que estes materiais calcários são

encontrados sob a forma de argila.

O processo de fabricação do cimento Portland consiste, essencialmente, na

mistura de matérias-primas que contenha, em proporções convenientes, seus

constituintes finamente pulverizados e homogeneizados, que depois são

submetidos à ação do calor em forno rotativo, até a temperatura de fusão (± 1400°

C), que resulta na formação de esferas denominadas clínquer. O clínquer é então

61

resfriado e moído; adiciona-se um pouco de gesso, com o intuito de retardar o

processo de pega, e o produto final é o cimento Portland comercial.

Existem no Brasil vários tipos de cimento portland, diferentes entre si,

principalmente em função de sua composição. Os principais tipos oferecidos no

mercado, ou seja, os mais empregados nas diversas obras de construção civil são:

• Cimento Portland comum

• Cimento Portland composto

• Cimento Portland de alto-forno

• Cimento Portland pozolânico

Em menor escala são consumidos, seja pela menor oferta, seja pelas

características especiais de aplicação os seguintes tipos de cimento:

• Cimento Portland de alta resistência inicial;

• Cimento Portland resistente aos sulfatos;

• Cimento Portland branco;

• Cimento Portland de baixo calor de hidratação;

• Cimento para poços petrolíferos.

A tabela 7 apresenta a composição dos cimentos Portland comuns e

compostos.

Tabela 7 - Composição dos cimentos Portland (16)

O cimento Portland de alta resistência inicial (CP V-ARI) embora contemplado

pela ABNT como norma separada do cimento Portland comum, é na verdade um

62

tipo particular deste, que tem a peculiaridade de atingir altas resistências já nos

primeiros dias da aplicação. O desenvolvimento da alta resistência inicial é

conseguido pela utilização de uma dosagem diferente de calcário e argila na

produção do clínquer, bem como pela moagem mais fina do cimento, de modo

que, ao reagir com a água, ele adquira elevadas resistências, com maior

velocidade.

A tabela 8 apresenta a composição desse tipo de cimento.

Tabela 8 - Composição do cimento ARI (16)

A Figura 27 ilustra a evolução média de resistência dos principais tipos de

cimento, com base nos valores experimentais obtidos nos laboratórios da ABCP.

Figura 27 - Evolução média de resistência à compressão dos distintos

tipos de cimento portland (16)

Os constituintes fundamentais do cimento Portland, representados na forma

de óxidos, são a cal (CaO), a sílica (SiO2), a alumina (Al2O3), o óxido de ferro

(Fe2O3). Além de certa proporção de magnésia (MgO) e uma pequena

porcentagem de anidrido sulfúrico (SO3), que é adicionado após a calcinação para

retardar o tempo de pega do produto. Existem ainda, como constituintes menores,

63

as impurezas, que são: os óxidos de potássio (K2O) e sódio (Na2O), conhecidos

como os álcalis do cimento; o óxido de titânio (TiO2) e outras substâncias de

menor importância, como o óxido de manganês (Mn3O4) e o anidrido fosfórico

(P2O5).

Durante a fabricação de cimento, as matérias-primas calcário, argila, bauxita

e hematita são misturadas e expostas a temperaturas elevadas (da ordem de 1.450°

C) em um forno rotativo, onde é formado o clínquer. Os clínquer é finamente

moído, podendo adicionada uma certa quantidade de cinzas e de gesso. Estas

cinzas são basicamente pozolanas (materiais silicosos ou sílico-aluminosos). O

gesso (CaSO4.2H2O) é frequentemente adicionado para retardar o processo de

endurecimento do cimento. A mistura resultante é o cimento Portland, que

endurece rapidamente na presença de umidade.

Após a fabricação do cimento, os seus constituintes fundamentais

apresentam-se combinados nas seguintes fases:

• Alita, ou silicato tricálcico (3CaO.SiO2, ou C3S)

• Belita, ou silicato dicálcico (2CaO.SiO2, ou C2S),

• Celita, ou aluminato tricálcico (3CaO.Al2O3, ou C3A)

• Ferrita, ou ferro aluminato tetracálcico (4CaO.Al2O3.Fe2O3, ou C4AF)

A tabela 9 apresenta as principais fases que constituem o cimento Portland.

Tabela 9 - Composição do cimento Portland (16)

A alita (C3S) normalmente constitui de 35% e 65% do cimento Portland.

Produz médio calor de hidratação a qual inicia-se em poucas horas contribuindo

para a resistência nas primeiras idades. Reage relativamente rápido com a água, e

é o principal componente para o desenvolvimento da resistência final do cimento.

A belita (C2S) está normalmente presente entre 10% e 40% na composição

do cimento Portland. Reage lentamente com a água porque tem uma estrutura

64

mais regular, ou seja, mais estável que o C3S. Também contribui para a

resistência do cimento a partir de cerca de 7 dias.

A celita (C3A) está presente entre 0% e 15% na composição do cimento

Portland. Reage rapidamente e libera uma grande quantidade de calor.

A ferrita (C4AF) está presente entre 5% e 15% na composição do cimento

Portland. Reage lentamente com a água e o hidróxido de cálcio formado. A

liberação de calor é mediana

Sabe-se que a belita e a alita são as principais responsáveis por conferir

resistência mecânica ao cimento durante o processo de hidratação. A alita

proporciona o desenvolvimento de resistência nos primeiros instantes, ao passo

que a belita é responsável pela resistência a longo prazo. Variando-se o teor de

alita em relação ao teor de belita, pode-se modificar o tempo de pega e a

resistência inicial do cimento.

2.9.2.1.1. Hidratação de cimento

O termo hidratação consiste na totalidade de mudanças que ocorrem quando

o cimento anidro, ou uma de suas fases constituintes, é misturado com água.

Então, a hidratação do cimento pode ser caracterizada pela sequência de reações

químicas entre os compostos sólidos e a água, levando à reação de “pega” e ao

enrijecimento das misturas cimento-água.

O enrijecimento da pasta de cimento é caracterizado pela hidratação dos

aluminatos, enquanto a evolução da resistência mecânica é determinada pelos

silicatos hidratados. Em outras palavras, em presença de água, os silicatos e os

aluminatos formam produtos de hidratação, que com o decorrer do tempo, dão

origem a uma massa firme e dura, que constitui a pasta de cimento endurecida.

Uma relação cimento/água de cerca de 30 a 50% em peso é geralmente

utilizada para o início do processo de hidratação.

As principais reações esperadas, decorrentes do processo de hidratação do

cimento são dadas abaixo (17)

:

Alita + água

A reação de hidratação da alita produz um composto gelatinoso, silicato de

cálcio hidratado (C-S-H) e hidróxido de cálcio.

65

Belita + água

A reação de hidratação da belita igualmente produz um composto gelatinoso,

silicato de cálcio hidratado (C-S-H) e hidróxido de cálcio em menor quantidade

que na reação anterior.

Processo de carbonatação

O hidróxido de cálcio formado nas reações anteriores reage com o gás

carbônico da atmosfera formando carbonato de cálcio e água.

Celita + gesso + água

A reação de hidratação da celita, na presença de sulfato de cálcio forma a

etringita, composto com formato acicular.

Transformação da etringita em monosulfoaluminato de cálcio

A etringita formada reage com a celita e água e forma monosulfoaluminato de

cálcio.

Ferrita + água + hidróxido de cálcio

A reação de hidratação da ferrita, na presença de hidróxido de cálcio, dá

origem à formação de ferroaluminato de cálcio hidratado.

66

O aumento da resistência e da durabilidade do cimento ao longo do tempo é

um campo de estudos que tem merecido uma pesquisa continuada. Muitos

métodos de espectroscopia têm sido utilizados para o estudo da hidratação do

cimento, porém, a despeito dos estudos realizados até então, admite-se que os

processos de hidratação ainda não estão plenamente entendidos (17)

.

2.9.2.1.2. Desenvolvimento da Microestrutura do Cimento Portland Hidratado

Para o estudo do desenvolvimento da microestrutura em uma pasta de

cimento é conveniente considerar o processo em termos de períodos inicial,

intermediário e final de hidratação. As figuras a seguir ilustram a sequência das

mudanças ocorridas por um típico grão de cimento, de forma esquemática, durante

o processo de hidratação do cimento Portland observado por Scrivener (18, 19)

.

No período inicial, que ocorre durante as três primeiras horas de hidratação,

após a mistura do cimento com água, uma camada gelatinosa ou membrana se

forma sobre a superfície dos grãos anidros (figura 28).

Figura 28 - Grão de cimento anidro

Esta membrana ou camada gelatinosa é provavelmente amorfa, coloidal e

rica em óxido de alumínio (alumina) e óxido de silício (sílica), podendo conter

também porções significativas de óxido de cálcio e sulfato. Em torno de 10

minutos, pequenos bastões de etringita em forma de agulha também são

observados, e estes ocorrem tanto na superfície do grão como distante dele (figura

29).

67

Figura 29 - Início da hidratação do grão de cimento

Possuem aproximadamente 250 nm de comprimento com 100 nm de

espessura. Eles são provavelmente mais abundantes próximos à superfície dos

aluminatos, mas aparecem na solução como também na superfície externa da

camada de gel.

No período intermediário, que ocorre após 3 h até 24 h de hidratação, cerca

de 30% do cimento encontra-se hidratado. Este período também é caracterizado

pela rápida formação de C-S-H e Ca(OH)2. O Ca(OH)2 forma grandes cristais

dentro dos espaços anteriormente preenchidos pela água. O C-S-H forma uma fina

camada sobre a superfície do grão e que envolve os pequenos bastões de etringita

(figura 30). Uma porção considerável de C-S-H se forma até as 3 h de hidratação,

sendo que após 4 h os grãos encontram-se completamente envolvidos por este C-

S-H formado. A camada de gel cresce em direção a região externa do grão, e em

torno de 12 h apresenta uma espessura de 0,5 a 1,0 μm e assim começa a se

incorporar com os grãos adjacentes.

Figura 30 - Avanço da hidratação do grão de cimento

68

A figura 31 apresenta a micrografia de uma pasta de cimento hidratado,

mostrando os cristais de hidróxido de cálcio, a camada de silicato de cálcio

hidratado e os bastões de etringita.

Figura 31 - Micrografia de uma pasta de cimento hidratado [20]

Durante o final do período intermediário de hidratação um novo crescimento

de cristais de etringita acontece (figura 32). Estes cristais são notavelmente mais

aciculares do que os cristais formados anteriormente; seus comprimentos estão

entre 1 a 2 μm, mas as vezes podem apresentar comprimentos próximos de 10 μm.

Figura 32 - Fase intermediária da hidratação do grão de cimento

Após as 24 h iniciais de hidratação tem-se o período final de hidratação

(figura 33). Assim, com a diminuição da permeabilidade da membrana ocorrendo,

o C-S-H começa também a se depositar no seu interior como consequência da

hidratação do C3S (alita). Grãos menores de 5 μm reagem completamente após o

69

fim do período intermediário, e depois que o C-S-H se deposita dentro da

membrana. O produto proveniente da hidratação se expande da parte interna para

fora da membrana e é absorvido pelas membranas adjacentes dos grãos maiores

em contato. Com estes grãos maiores, o espaço entre a membrana e o núcleo é

preenchido e em torno de 7 dias este espaço desaparece; neste estágio, as

membranas possuem espessura de 8 μm e consistem principalmente de material

que foi depositado na sua superfície interior (C-S-H).

Figura 33 - Fase final da hidratação do grão de cimento

Concentrações de SO4 se encontram dentro da membrana como

consequência da hidratação dos aluminatos e assim os monosulfatos se formam

dentro da membrana; a etringita formada inicialmente nesta região vai sendo

substituída pelo monosulfato como resultado da contínua reação de hidratação dos

aluminatos.

Uma amostra pode mostrar a existência tanto de monosulfato dentro da

membrana como de etringita fora dela. Neste estágio, quantidades significantes de

etringita podem persistir; provavelmente este fato se deve pela existência de

material que precipitou na região externa da membrana. Assim, após o

preenchimento dos espaços entre a membrana e o núcleo do grão, o processo de

hidratação se torna lento, em contraste com as primeiras idades de hidratação.

Recentes estudos (21)

demonstraram que a hidratação do cimento envolve um

conjunto de processos químicos associados, cada um dos quais ocorrendo a uma

taxa que é determinada tanto pela da natureza do processo como pelo estado do

sistema naquele instante.

Estes processos recaem em uma das seguintes categorias:

70

Dissolução / dissociação envolve o descolamento de unidades

moleculares a partir da superfície de um sólido em contato com a água.

Difusão descreve o transporte de componentes da solução através da

porosidade da pasta de cimento ou ao longo das superfícies sólidas na

camada de adsorção.

Crescimento envolve as ligações superficiais, ou seja, a incorporação de

moléculas na estrutura cristalina ou amorfa do sólido, dentro da sua

camada de adsorção.

Nucleação significa o início da precipitação de sólidos em superfícies

sólidas de forma heterogênea ou em solução de forma homogênea, quando

a quantidade de energia livre para formação do sólido supera a quantidade

de energia necessária para formação de uma nova interface sólido-líquido.

Complexação significa as reações entre íons simples para a formação de

íons complexos ou moléculas complexas adsorvidas nas superfícies

sólidas.

Adsorção significa o acúmulo de íons ou outras unidades moleculares em

uma interface, tal qual a superfície de uma partícula sólida no seio de um

líquido.

Estes processos podem operar em série, em paralelo, ou em alguma

combinação mais complexa.

2.10. O processo de briquetagem de materiais particulados

O processo de briquetagem é um método de aglomeração sob pressão que

combina flexibilidade na seleção dos materiais e na distribuição granulométrica

destes com custos de operação e instalação atrativos quando comparado com

outros processos.

O conceito básico da briquetagem em prensa de rolos é o esmagamento dos

materiais particulados entre dois rolos que giram em direções opostas. O material

a ser processado entra no sistema de prensagem através de uma moega de

alimentação e é empurrado pela ação da gravidade ou por uma rosca de

alimentação. O material particulado é então submetido a uma elevada pressão na

abertura estreita entre os rolos, que possuem uma ou várias fileiras de cavidades

71

ao longo de seu perímetro, assumindo a forma da cavidade destes rolos (figura

34).

Figura 34 - lustração esquemática de uma prensa de rolos

Usualmente são consideradas 3 regiões com diferentes comportamentos para

o material alimentado à prensa de rolos (figura 35). São as regiões de entrada,

mordedura e de descarga. O limite entre estas regiões é definido pelas posições

angulares. A região de entrada ou de deslizamento ocorre antes da região de

mordedura ou esmagamento e é caracterizada pelo deslizamento das partículas na

superfície dos rolos. As partículas podem se rearranjar e sofrer de-aeração nesta

região submetida à baixa pressão. O comportamento das partículas nesta região

depende da fricção entre elas e entre os rolos. O início desta região é definido pelo

ângulo de entrada.

A região de mordedura inicia na posição definida como ângulo de

mordedura, onde a velocidade das partículas na superfície dos rolos torna-se igual

à velocidade dos rolos. O material é então esmagado e torna-se mais denso pela

redução do espaço disponível entre os rolos. Nesta região a pressão a que as

partículas são submetidas assume um valor máximo.

A região de descarga inicia quando a abertura entre os rolos se torna maior

novamente. O briquete produzido é então descarregado assumindo a forma das

cavidades dos rolos.

72

Figura 35 - Ilustração das regiões de entrada, mordedura e descarga da

massa a ser aglomerada (12)

2.11. Histórico da briquetagem de resíduos siderúrgicos

Até pelo menos o fim da década de 1980, a questão ambiental não

despertava maiores preocupações na indústria em geral. Os resíduos sólidos de

processo eram simplesmente despejados em aterros, conhecidos como “bota-

foras” (figura 36)

Figura 36 - Bota-fora de uma usina siderúrgica

A partir da década de 1990, devido à progressiva conscientização ambiental

e ao surgimento de uma legislação ambiental mais severa e restritiva, inicialmente

na Europa e nos Estados Unidos, a indústria siderúrgica passou a se preocupar em

evitar a disposição de resíduos sólidos em aterros, sob pena de incorrer em

pesadas multas impostas pelas agências ambientais.

Foi então que surgiram os primeiros esforços no sentido de se evitar a

disposição resíduos em aterros, entre eles os pós e lamas de aciaria. Era o início da

Região de deslizamento

Região de mordedura

Região de descarga

73

disseminação do conceito de “desenvolvimento sustentável”, estabelecido em1987

pela Comissão Mundial sobre Meio Ambiente da Organização da Nações Unidas

com o documento denominada “Nosso Futuro Comum”, sendo definido como

“aquele que atende às necessidades do presente sem comprometer a possibilidade

de as gerações futuras atenderem às suas próprias necessidades” (22)

.

Para se evitar a disposição dos pós e lamas de aciaria em aterros,

inicialmente, a destinação desenvolvida foi a sinterização, cujo objetivo é a

aglomeração de finos de minério de ferro, sua principal matérias-primas. Como os

pós e lama de aciaria são materiais com granulometria bastante fina e contêm

elevado teor de ferro, usualmente acima de 50%, se adequariam perfeitamente a

esta aplicação. No entanto, com a utilização de sucatas recicladas nos conversores

LD, houve uma elevação do teor de zinco nos pós e lamas de aciaria gerados, uma

vez que parte da sucata reciclada nos conversores LD é revestida com zinco. Este

zinco volatiliza nas condições reinantes no conversor LD e é incorporado ao

material particulado produzido. Com o uso dos pós e lamas de aciaria na

sinterização, o zinco é incorporado ao sínter produzido, que é então carregado no

alto-forno. Com esta medida, passaram a surgir os primeiros problemas de

formação de cascões de zinco nos altos-fornos devido à carga de zinco, pois o

zinco presente no sínter volatiliza durante a descida da carga no alto-forno ao se

aproximar das regiões mais quentes e se junta aos gases ascendentes em

contracorrente com a carga sólida. Com a ascensão dos gases, estes atingem

regiões mais frias onde o zinco se solidifica e adere às paredes do alto-forno,

formando os temidos cascões que “estrangulam” o forno.

Atualmente, a quantidade máxima permitida de zinco na carga do alto-forno

é de 150 gramas por tonelada de metal líquido, a fim de se evitar a formação

destes cascões.

Consequentemente, a limitação da carga de zinco nos altos-fornos restringiu

a utilização de pós e lamas de aciaria na sinterização. A partir desta limitação, a

indústria siderúrgica passou a buscar novas aplicações para os pós e lamas de

aciaria.

Uma importante aplicação desenvolvida a partir da década de 1990 por

algumas usinas siderúrgicas foi a briquetagem de pós e lamas de aciaria para

utilização na própria aciaria como refrigerante do banho de aço líquido em

substituição a outros materiais refrigerantes como a sucata metálica, o ferro

74

esponja, o minério de ferro na forma de pelotas ou de minério granulado, entre

outros.

As indústrias siderúrgicas europeias e americanas passaram então a

desenvolver, de forma não articulada, seus programas de reciclagem de pós e

lamas de aciaria via briquetagem. Alguns artigos técnicos foram elaborados a

partir da década de 1990 acerca da produção de briquetes de resíduos ferrosos

para reciclagem nos conversores LD (23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30)

.

Nesta rota tecnológica o zinco não apresenta maiores riscos à operação dos

conversores LD. Porém, com a reciclagem destes pós e lamas de forma intensiva e

contínua, o teor de zinco nos pós e lamas tende a se concentrar pois em razão do

baixo ponto de volatilização do zinco, abaixo da temperatura de processo do

conversor LD, dificilmente se incorporado ao aço, mas é oxidado e volatilizado,

sendo capturado pelo sistema de exaustão de gases e incorporado aos materiais

particulados gerados no processo, majoritariamente ferro e seus óxidos. Como os

materiais particulados são briquetados e reciclados no conversor LD, se estabelece

um circuito fechado, que tende a concentrar o conteúdo de zinco nos particulados

capturados, pois o zinco não é expurgado deste sistema fechado.

No caso da siderúrgica austríaca Voest-Alpine, foi desenvolvido um sistema

automático para expurgar os pós de aciaria com teores mais elevados de zinco (25)

.

No Brasil, a única empresa que desenvolveu a tecnologia de briquetagem,

deste este período até a atualidade, foi a Companhia Siderúrgica de Tubarão,

atualmente ArcelorMittal Tubarão, utilizando a lama de aciaria produzida em seus

conversores LD como um dos componentes da mistura de coprodutos a ser

briquetada (30)

.

A despeito dos esforços empreendidos, a adoção da tecnologia de

briquetagem de materiais particulados portadores de ferro não foi devidamente

consolidada por diversos fatores entre os quais destacamos:

Elevado custo de investimento na instalação da planta de briquetagem

Custo operacional elevado com aglomerantes e manutenção da planta

Resistência mecânica dos briquetes inferior à desejada, tornando-os

suscetíveis ao colapso durante as etapas de manuseio, e consequentemente

ineficazes do ponto de vista operacional, com excessiva de geração de

finos

75

Presença de elementos indesejáveis nos pós e lamas de aciaria

Heterogeneidade na composição dos pós e lamas de aciaria

Ausência de um desenvolvimento tecnológico robusto dos processos de

aglomeração de coprodutos e de suas aplicações

É fato que questões econômicas são preponderantes na consolidação de

novas tecnologias, mas estas devem ser encaradas e avaliadas sob cenários

sustentáveis e não simplesmente com viés de curto prazo. Há que se considerar

que caso não sejam encontradas aplicações satisfatórias para os coprodutos, os

mesmos devem ser destinados em aterros controlados, com custos elevados e

crescentes.

Adicionalmente, os aspectos tecnológicos também podem inviabilizar novas

rotas de produção, caso não tratados de forma adequada. A questão da resistência

mecânica dos briquetes, aliada a aspectos econômicos, tem assumido crucial

importância para a dificuldade na consolidação da tecnologia de briquetagem de

coprodutos siderúrgicos.

Por estas razões, constata-se a ausência de um desenvolvimento tecnológico

mais robusto acerca da aglomeração de materiais particulados provenientes da

indústria siderúrgica.

2.12. A reciclagem de briquetes de coprodutos no conversor LD como material refrigerante

O balanço térmico da produção de aço no conversor LD é controlado

primariamente pela adição de sucata de aço que utilizada como refrigerante do

banho de aço líquido. Entretanto, devido à escassez e elevados custos de sucatas

de aço de boa qualidade que ocorre em determinados momentos e em regiões

específicas, tem havido um direcionamento no sentido de se desenvolver materiais

refrigerantes alternativos para substituição, total ou parcial, da sucata de aço como

refrigerante no conversor LD.

Até então, a escolha de materiais refrigerantes alternativos para uso nos

conversores LD é determinada pela disponibilidade, preço e estratégia operacional

da aciaria LD. Os materiais refrigerantes têm variados efeitos de refrigeração e

76

influenciam de forma significativa os parâmetros operacionais de sopro de

oxigênio no conversor LD.

Com o propósito de redução do custo e da dependência de sucata de aço de

boa qualidade, diversos materiais refrigerantes tais como minério de ferro

granulado, ferro gusa sólido, pelotas de minério de ferro, ferro esponja e cal têm

sido utilizados em conversores LD.

O efeito de refrigerantes alternativos comparados ao efeito da sucata de aço

e custos comparativos de materiais refrigerantes testados na usina siderúrgica

JSW STEEL sob condições operacionais semelhantes são apresentados na tabela

10 (31)

.

Tabela 10 - Efeito Refrigerante Relativo e Custo Comparativo (31)

Material Refrigerante Efeito refrigerante relativo Índice de custo relativo

Sucata 1,0 1,0

Minério de ferro 3,0 0,2

Ferro-gusa 1,5 – 2,0 0,9

Pelotas 2,5 – 3,5 0,3

Cal 3,0 – 4,0 0,3

Ferro esponja 1,2 – 1,5 0,7

O minério de ferro granulado e as pelotas de minério de ferro são os

substitutos da sucata de aço mais utilizados na indústria siderúrgica como

refrigerantes e fonte de ferro. A grande vantagem dos minérios sobre outros

refrigerantes é a baixa quantidade de elementos residuais, que afetam as

propriedades dos aços, tais como cobre, zinco, enxofre, molibdênio, níquel, etc.

Conforme apresentado, o efeito refrigerante do minério de ferro é cerca de

três vezes superior ao da sucata de aço. Isto ocorre porque a reação de redução do

óxido de ferro presente no minério de ferro é endotérmica, demandando uma

quantidade de energia adicional à de aquecimento do óxido de ferro que é a

energia necessária para redução do óxido de ferro a ferro metálico nas condições

prevalentes no conversor LD. Desta forma, para manutenção do equilíbrio térmico

no conversor LD, quando se utiliza o minério de ferro como refrigerante deve-se

carregar uma quantidade maior de ferro gusa líquido, ou então adicionar uma

quantidade menor de sucata de aço.

77

O minério de ferro usualmente é carregado por meio de silos, logo no início

do sopro de oxigênio, quando o teor de carbono no banho metálico ainda é

elevado e permite a redução do óxido de ferro presente no minério.

As crescentes pressões de ordem econômica e ambiental levaram os

produtores de aço a reciclar nos seus processos os resíduos portadores de óxidos

de ferro gerados nas etapas de produção de aço. A elevação do custo da sucata de

aço, associada aos crescentes custos de destinação ambientalmente adequada de

resíduos em aterros têm tornada atrativa a reciclagem dos resíduos portadores de

ferro nos processos de produção de aço.

Ao longo do processo siderúrgico são gerados diversos resíduos portadores

de óxido de ferro, tais como os pós e lamas de aciaria e alto-forno, as carepas de

laminação e lingotamento contínuos, entre outros. Entre estes, alguns são

utilizados na sinterização, como por exemplo as carepas. Entretanto, devido à

presença de elementos perniciosos em determinados resíduos, não é possível a

utilização da totalidade dos pós, lamas e carepas gerados.

A partir desta limitação, foram então desenvolvidos métodos para utilização

dos resíduos portadores de óxido de ferro no conversor LD, em substituição ao

minério de ferro utilizado.

Um método desenvolvido foi a produção de briquetes de óxidos de ferro

residuais, contendo carepas e pós e lamas de aciaria, para carregamento no

conversor LD como substituto da sucata de aço. Os materiais utilizados são

primeiramente misturados entre si, secados e posteriormente misturados com

aglomerantes na presença de uma certa quantidade de água. Após a adição dos

aglomerantes, a mistura é submetida à pressão para formação dos briquetes, que

usualmente têm o formato de travesseiro (figura 37).

78

Figura 37 - Briquetes de coprodutos siderúrgicos

Após a prensagem os briquetes são estocados por um determinado período

para secagem e endurecimento. A tabela 11 apresenta uma composição típica de

um briquete produzido a partir de óxidos de ferro residuais.

Tabela 11 - Composição de um briquete de coprodutos siderúrgicos (7)

Composição (%) em peso

Ferro total 55 – 62

Ferro metálico 3 – 5

FeO 38 – 46

Fe2O3 29 – 32

2.13. Tendências tecnológicas

Diante das dificuldades expostas para o total aproveitamento dos coprodutos

gerados pela indústria siderúrgica, assim como a percepção da existência de

oportunidades de se agregar valor aos coprodutos, diversas tecnologias para a

produção de metais ou pré-reduzidos têm sido desenvolvidas, onde destacamos os

processos TECNORED, PRIMUS, FASTMET, HIsmelt, INMETCO e OxyCup.

O processo TECNORED [32] [33], tecnologia genuinamente brasileira, visa

à produção de metal líquido a partir de subprodutos da indústria siderúrgica e de

mineração e finos de carvão ou coque. Os coprodutos são previamente

aglomerados (via briquetagem ou pelotização) e então carregados no forno

TECNORED de autorredução. Durante o desenvolvimento deste processo foi

construída uma unidade semi-industrial onde foram utilizados coprodutos de uma

79

siderúrgica brasileira integrada para a produção de metal líquido com

características similares à do ferro-gusa produzido em altos-fornos convencionais.

Atualmente encontra-se em fase de testes industriais uma unidade industrial do

forno TECNORED no complexo siderúrgico da Gerdau Aços Especiais, em

Pindamonhangaba, SP, com capacidade de produção de 75.000 t/ano de metal

líquido.

O processo OxyCup (34)

, da mesma forma que o TECNORED, produz metal

líquido a partir de coprodutos aglomerados (tijolos) e cascões de aço recuperados.

Atualmente existe uma unidade industrial em operação com capacidade de

produção de 165.000 t/ano de metal líquido a partir de subprodutos da

ThyssenKrupp Stahl AG, na Alemanha.

Os processos FASTMET (35)

e INMETCO (36)

produzem pré-reduzidos

(DRI) em fornos de soleira rotativa (RHF) a partir de coprodutos aglomerados na

forma de briquetes. O DRI produzido pode ser carregado diretamente na aciaria

ou previamente fundido em fornos elétricos de fusão para fornecimento de metal

líquido à aciaria. Atualmente existem várias três unidades industriais FASTMET

em operação no Japão, sendo duas na Nippon Steel com capacidade de produção

de 200.000 t/ano cada, e uma na Kobe Steel com capacidade de produção de

16.000 t/ano, além de uma unidade INMETCO nos Estados Unidos.

Diferentemente dos processos acima descritos, os processos PRIMUS (37)

e

HIsmelt (38)

utilizam os coprodutos na forma em que são gerados, evitando-se

assim a etapa de aglomeração. O processo PRIMUS consiste num forno vertical

de múltiplas soleiras que utiliza como matérias-primas os finos de minérios,

coprodutos siderúrgicos e finos de carvão para produção de pré-reduzidos (DRI).

Recentemente foi construída uma unidade industrial PRIMUS em Luxemburgo

com capacidade para processar cerca de 80.000 t/ano de subprodutos (39)

.

Já o processo HIsmelt pode utilizar finos de minério, finos de carvão não

coqueificáveis e coprodutos siderúrgicos particulados, que são injetados no reator

de redução e fusão (SRV) para produção de metal líquido. A primeira unidade

industrial, fruto de uma joint-venture entre Rio Tinto, Nucor, Mitsubishi e

Shougang, foi construída na Austrália em 2005, com capacidade de produção de

800.000 t/ano de metal líquido.

Uma tendência tecnológica importante é a aglomeração a frio de materiais

particulados portadores de ferro e carbono, visando a produção de aglomerados

80

autorredutores ou simplesmente portadores de ferro, para utilização na indústria

siderúrgica diretamente em seus reatores, ou em fornos especializados para

produção de ferro metálico.

O desenvolvimento da tecnologia de aglomeração a frio, de forma robusta,

permitirá o aproveitamento tanto dos finos de minério de ferro rejeitados na

mineração (ultrafinos) como dos materiais particulados portadores de ferro

provenientes da indústria siderúrgica (coprodutos).

Assim, a tecnologia de aglomeração frio apresenta-se como um importante

instrumento para o sucesso e consolidação de tecnologias que utilizam os

aglomerados portadores de ferro e carbono em seus processos de redução, dentre

elas o processo TECNORED.

81

3. Materiais e métodos

3.1.Caracterização do Pó de Aciaria

O pó de aciaria do sistema de despoeiramento primário da usina siderúrgica

em questão é caracterizado com frequência semanal, uma vez que foi planejada a

sua utilização na sinterização. Inicialmente houve um planejamento de utilização

de 100% da geração do pó de aciaria primário na sinterização, embora existam

conhecidas limitações para esta aplicação, como por exemplo os teores de zinco e

álcalis. Nesta usina, foi construída uma planta de blendagem de coprodutos, onde

os coprodutos portadores de ferro são misturados para utilização na sinterização

em substituição ao sinter feed (finos de minério de ferro), na condição de uma

mistura ferrosa de coprodutos.

No entanto, a utilização da totalidade da geração do pó de aciaria primário

desta usina, independentemente de outras limitações, não foi possível em razão do

elevado teor de cal livre contido no pó de aciaria. A cal livre, em geral, não

apresenta aspectos deletérios para o sínter a ser produzido; pelo contrário, é

benéfica, pois contribui para a elevação da basicidade do leito de sinterização.

Porém, a cal livre em contato com a água se hidrata, o que acarreta o

endurecimento do pó de aciaria e por consequência da mistura ferrosa,

principalmente quando armazenada no silo de alimentação da sinterização, de

onde é carregada para o leito de sinterização. Este endurecimento impossibilita o

escoamento da mistura ferrosa através do silo e causa a interrupção do seu

abastecimento para o leito de sinterização.

Desta forma, em função do alto teor de cal livre no pó de aciaria, fez-se

necessário a redução da quantidade de pó de aciaria adicionada na mistura ferrosa,

para que então o teor de cal livre da mistura ferrosa decrescesse

proporcionalmente. Assim, mediante uma série de experimentos práticos, chegou-

se a uma quantidade máxima de pó de aciaria na mistura ferrosa equivalente a

20% do total. Como a previsão inicial era de 40% de pó de aciaria na mistura

82

ferrosa, cerca de 50% da geração passou a ser acumulada visando uma posterior

aplicação em outros processos da usina siderúrgica.

O presente trabalho visa então suportar o desenvolvimento da fabricação de

briquetes ferrosos, utilizando como matéria-prima o pó de aciaria excedente, para

utilização no conversor LD, na condição de agente refrigerante do banho de aço

líquido, em substituição às pelotas de minério de ferro.

Segue abaixo a caracterização do pó de aciaria, referente a um período de

amostragem de seis meses de geração, com análises semanais realizadas com

material proveniente dos dois conversores LD da aciaria. As análises químicas e

granulométricas foram realizadas no laboratório de análises químicas da usina em

foco.

Tabela 12 - Análise química média do pó de aciaria

Tabela 13 - Distribuição granulométrica média do pó de aciaria

3.1.1. Cal livre contida no pó de aciaria

Considerando que o pó de aciaria á composto de material particulado

ejetado do conversor LD, os principais compostos são ferro metálico, óxidos de

ferro, escória e cal virgem, que é adicionada para formação da escória. A

basicidade binária da escória de conversor LD da usina é em média 4. Basicidade

PO DESP PRIMARIO

GROSSO - ACIARIAFe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn

MÉDIA (%) 61,40 47,45 2,85 0,23 20,12 5,99 0,15 0,20 1,08 0,06 0,34

DESVIO PADRÃO (%) 7,88 9,99 1,46 0,15 4,71 1,75 0,06 0,07 0,59 0,04 0,31

PO DESP PRIMARIO

FINO - ACIARIAFe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn

MÉDIA (%) 52,36 17,95 1,93 0,20 16,61 4,93 0,40 0,60 1,49 0,10 0,79

DESVIO PADRÃO (%) 6,06 9,12 0,60 0,18 4,05 1,40 0,14 0,17 3,00 0,04 0,82

PO DESP PRIMARIO

GROSSO - ACIARIA

Retida em

2 mm

Retida em

1 mm

Retida em

0,355 mm

Retida em

0,125 mm

Retida em

0,045 mm Fundo

MÉDIA (%) 2,65 4,92 19,63 36,25 20,50 16,04

DESVIO PADRÃO (%) 3,27 3,07 8,13 15,09 9,81 9,49

PO DESP PRIMARIO FINO

- ACIARIA

Retida em 2

mm

Retida em 1

mm

Retida em

0,355 mm

Retida em

0,125 mm

Retida em

0,045 mm Fundo

MÉDIA (%) 8,62 3,99 8,27 17,10 21,75 40,28

DESVIO PADRÃO (%) 17,73 4,30 4,86 7,68 10,74 19,88

83

binária é a relação direta entre o teor de cal (CaO) e sílica (SiO2), ou seja (% CaO)

dividido pela (% SiO2).

Assim, considerando que o teor de sílica médio no pó de aciaria fração

grossa é de 2,85% e assumindo que toda a sílica se encontra combinada aos

elementos da escória, a quantidade de cal necessária na escória, para uma

basicidade 4, seria 11,40%. Como, no entanto, o teor de cal total na fração grossa

do pó de aciaria é de 20,12%, por diferença se obtêm um valor teórico de cal livre

de 8,72%, conforme cálculo abaixo.

No caso do pó de aciaria fração fina, o teor de sílica médio é de 1,93%.

Considerando o mesmo raciocínio anterior, para uma basicidade 4, o teor de cal

combinada necessário seria de 7,72%. Como, no entanto, o teor de cal total na

fração fina do pó de aciaria é de 16,61%, por diferença se obtêm um valor teórico

de cal livre de 8,89%, conforme cálculo abaixo.

3.1.2. Procedimento para Estabilização do Pó de Aciaria

Como o pó de aciaria primário, fração grossa, é gerado seco faz-se

necessário sua estabilização volumétrica em razão da presença de cal livre que ao

se hidratar sofre um aumento de volume de 97%, conforme cálculos apresentados

na tabela 14. A estabilização volumétrica do pó de aciaria, anterior à sua

aglomeração, é necessária pois caso não realizada, causaria a ruptura do

aglomerado produzido, em função da expansão volumétrica da cal livre após a

reação de hidratação, uma vez que o processo de aglomeração é realizado na

presença de água.

𝐶𝑎𝑂 + 𝐻20 = 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2

SiO2 2,85%

Basicidade da escória 4

CaO combinada (teórica) 11,40%

CaO total 20,12%

CaO livre (teórica) 8,72%

Pó de aciaria - fração grossa

SiO2 1,93%

Basicidade da escória 4

CaO combinada (teórica) 7,72%

CaO total 16,61%

CaO livre (teórica) 8,89%

Pó de aciaria - fração fina

84

Tabela 14 - Cálculo da expansão volumétrica da cal livre após sua

hidratação (40)

Em termos práticos, a hidratação do pó de aciaria é realizada adicionando-se

uma quantidade de água 100% acima da estequiométrica, com o objetivo de

hidratar plenamente a cal livre presente na fração grossa do pó de aciaria, e

deixando-se a amostra armazenada por um período mínimo de quatro dias a fim

de se garantir que a reação de hidratação ocorra por completo. Os cálculos

consideram de os óxidos de cálcio e magnésio encontram-se livres e passíveis de

hidratação.

A tabela 15 apresenta o cálculo da quantidade suficiente de água a ser

utilizada para a reação de hidratação da cal livre, chegando-se a um valor de 322g

de água para 2 kg de pó grosso de aciaria e 238g de água para 2 kg do pó fino,

considerando-se, conforme mencionado no parágrafo anterior, 100% de excesso

de água para hidratação da totalidade dos óxidos de cal e magnésio presentes.

Tabela 15 - Cálculo da água requerida para hidratação da cal livre

contida no pó de aciaria

CaO Calcium oxide 1305-78-8

56,079 g/ mol

Density

solid 3,340

g/ cm3

Ca(OH)2 Calcium hydroxide 1305-62-0

CaH2O2 74,095 g/ mol

Density

solid 2,240

g/ cm3

Massa específica CaO 0,060 mol/cm³ 97% expansão

Massa específica Ca(OH)2 0,030 mol/cm³

Volume molar CaO 16,790 cm³/mol 97% expansão

Volume molar Ca(OH)2 33,078 cm³/mol

Massa da amostra de pó de aciaria seca Massa da amostra de pó de aciaria seca Massa molecular

2.000 g 16% 322 g 2.000 g 12% 238 g CaO 56 g/mol

Fração grossa (%) Água req. Água req. Fração fina (%) Água req. Água req. MgO 40 g/mol

CaO 18,42 5,92 8,1% CaO 14,22 4,57 6,0% H2O 18 g/mol H2O

MgO 4,74 2,13 100% MgO 3,09 1,39 100% CaO.H2O 74 g/mol 32%

excesso excesso MgO.H2O 58 g/mol 45%

85

Após a hidratação as amostras de pó de aciaria são levadas à estufa para

secagem (figura 38), à temperatura de 110 °C por um tempo de uma hora, para

que haja perda apenas de umidade e a água de hidratação seja preservada.

Figura 38 - Estufa elétrica

Para acompanhamento da evolução da reação de hidratação dos pós de

aciaria foi planejado o procedimento na tabela 16.

Tabela 16 - Procedimento para hidratação do pó de aciaria

O presente trabalho prevê a produção de pastilhas produzidas a partir do pó de

aciaria (frações grossa e fina), e com a utilização de aglomerantes, para avaliação

do processo de endurecimento e da resistência mecânica da pastilha após o

período de cura. Para a produção das pastilhas deve-se utilizar o pó de aciaria

Procedimento para avaliação da hidratação do pó de aciaria:1 Separar 2.000 g de pó grosso de aciaria seco.

2 Separar 2.000 g de pó fino de aciaria seco.

3 Adicionar 322 g de água para o pó grosso (100% em excesso).

4 Adicionar 238 g de água para o pó fino (100% em excesso).

5 Misturar o pó grosso com a água e fracionar em 10 amostras iguais, registrando o peso das amostras.

6 Misturar o pó fino com a água e fracionar em 10 amostras iguais, registrando o peso das amostras.

7 Guardar as amostras em local protegido (seco) que permita evaporação.

9 Deixar hidratar as amostras de 1 a 10 dias.

9 Pesar a 1ª amostra de pó grosso após 1 dia, a 2ª após 2 dias e assim sucessivamente até a 10ª amostra.

10 Pesar a 1ª amostra de pó fino após 1 dia, a 2ª após 2 dias e assim sucessivamente até a 10ª amostra.

11 Após a pesagem colocar na estufa uma amostra de pó grosso e a outra de pó fino e medir a umidade de ambas.

12 Verificar o peso final das duas amostras.

13 Repetir o ensaio após a hidratação das amostras até o 10º dia.

86

hidratado, porém seco (sem água livre), para então se adicionar a quantidade exata

de água requerida para cada receita de pastilha a ser produzida e ensaiada.

3.1.3. Análise Térmica Gravimétrica do Pó de Aciaria

Foi previsto neste trabalho a realização de análise térmica gravimétrica, para

avaliação da variação de massa que ocorre no pó de aciaria hidratado a partir do

seu aquecimento.

Análise térmica gravimétrica é a técnica na qual a mudança da massa de

uma substância é medida em função da temperatura enquanto esta é submetida a

uma programação controlada. O equipamento utilizado na análise

termogravimétrica é basicamente constituído por uma microbalança, um forno,

termopares e um sistema de fluxo de gás (figura 39).

Figura 39 - Ilustração detalhada de um equipamento de

termogravimetria

Uma ampla variedade de fornos é disponibilizada pelos fabricantes, sendo

que cada forno opera em uma faixa específica de temperatura, que compreende de

-170°C a 2.800°C. A faixa de temperatura em que o forno pode atuar é

determinada pelos materiais de que são constituídos.

A taxa de aquecimento do forno está, em geral, na faixa de 1°C a 50°C por

minuto. Esta velocidade de variação é controlada pelo programador de

temperatura do forno. Este deve ser capaz de uma programação de temperatura

87

linear, isto é, a temperatura do forno deve ser diretamente proporcional ao tempo

para várias faixas de temperaturas diferentes.

O termopar é um dispositivo constituído de dois condutores elétricos tendo

duas junções, uma em ponto cuja temperatura deve ser medida, e outra a uma

temperatura conhecida. A temperatura entre as duas junções é determinada pelas

características do material e o potencial elétrico estabelecido.

A balança é um instrumento que permite medidas contínuas da massa da

amostra enquanto a temperatura e/ou o tempo mudam. O termo “termobalança” é

usado para definir um sistema capaz de medir a massa de uma amostra em uma

faixa de temperatura.

O tipo de cadinho utilizado depende da temperatura máxima de exposição,

da natureza química da amostra, da sua quantidade e reatividade. Em função das

características da análise e da amostra a analisar, o material utilizado para

confeccionar o cadinho pode ser de platina, alumina, quartzo ou vidro.

Para a realização desta análise, foi utilizado um analisador térmico

gravimétrico instalado no laboratório da PUC-Rio (figura 40).

Figura 40 - Analisador Térmico SHIMADZU Modelo TGA 51

3.2. Aglomerantes Utilizados

3.2.1. Melaço

O melaço utilizado apresenta as características apresentadas na tabela 17.

88

Tabela 17 - Características do melaço

3.2.2. Cimento ARI

O cimento Portland ARI utilizado apresenta a seguinte composição química

da tabela 18 (42)

:

Tabela 18 - Composição química do cimento ARI

3.3. Ensaios de Aglomeração

Para a realização dos ensaios de aglomeração foram selecionados os

seguintes parâmetros:

Relação pó de aciaria, fração grossa e fração fina

Quantidade de água adicionada

Quantidade de aglomerantes adicionados

Constituinte (%) em massa

FeO 2,27

SiO2 18,56

Al2O3 5,06

MgO 2,58

CaO 60,59

S 0,96

PPC 3,25

Outros 6,73

89

A relação pó de aciaria fração grossa e fração fina foi selecionada como

parâmetro uma vez que a relação de geração entre os pós de aciaria é de cerca de

30% da fração grossa e 70% da fração fina. No entanto, com base na revisão

bibliográfica realizada, há indicações de que a distribuição granulométrica do pó

de aciaria fração grossa é mais adequada para aglomeração que a fração fina.

Assim resolveu-se determinar se o aumento do teor da fração grossa em relação à

fração fina melhora de fato as condições de aglomeração, resultando em

aglomerados com resistência mecânica mais elevada (tabela 19).

Tabela 19 - Variação da relação de pó de aciaria da mistura

A quantidade de água adicionada é outro importante parâmetro nos

processos de aglomeração, pois melhora as condições de moldagem da massa

sólida e atua como agente aglomerante por si só por influência das forças

capilares, de “Van der Walls” e pela reação química com outros aglomerantes

adicionados. A variação da quantidade de água adicionada é apresentada na tabela

20.

Tabela 20 - Variação da quantidade de água adicionada

No caso de se usar o aglomerante cimento

No caso de se usar o aglomerante melaço

PÓS Código Mínimo MÁXIMO Médio

%

Aciaria FINO F 50 70 60

Aciaria GROSSO G 50 30 40

MATERIAL Código

Mínimo Médio MÁXIMO

%

Água A 2 4 6

Água A 2 3 4

90

O tipo e quantidade de aglomerantes utilizados usualmente determinam a

qualidade dos aglomerados produzidos e são talvez, os mais importantes

parâmetros nos processos de aglomeração. A tabela 21 apresenta os teores de

aglomerantes utilizados.

Tabela 21 - Variação dos teores de aglomerantes

Conforme informado, para o pó de aciaria utilizado não é necessária a

adição de cal hidratada uma vez que esta já se encontra presente no material a ser

aglomerado.

A determinação do número de amostras necessárias para a obtenção de

resultados representativos referentes às variações dos parâmetros considerados,

para cada tipo de aglomerante, foi calculada conforme a fórmula abaixo.

{ #𝐸𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜𝑠 } = 𝑇𝑟𝑖𝑝𝑙𝑖𝑐𝑎𝑡𝑎𝑠 × (#𝑁í𝑣𝑒𝑖𝑠 #𝑣𝑎𝑟𝑖á𝑣𝑒𝑖𝑠 + 𝐸𝑛𝑠𝑎𝑖𝑜𝑠 𝐼𝑛𝑡𝑒𝑟𝑚𝑒𝑑𝑖á𝑟𝑖𝑜𝑠) =

= 3 × (23 + 1) = 27

Foi então determinada uma quantidade de 9 receitas diferentes de pastilhas,

elaboradas em triplicata, para avaliação da influência dos parâmetros água, teor de

aglomerante e relação pó grosso / pó fino de aciaria.

Receitas das pastilhas:

Caraterísticas

o Diâmetro: 25 mm

o Espessura: 10 mm

o Peso das pastilhas: 12,5 g

MATERIAL Código

Mínimo Médio MÁXIMO

%

Melaço M 2 3 4

Cimento C 2 4 6

91

Tempo de cura das pastilhas em dias

o 1 – 2 – 3 – 8 – 18 – 28

Total de pastilhas

o 162 pastilhas para o aglomerante cimento

o 162 pastilhas para aglomerante melaço

Ordem dos experimentos:

A ordem dos experimentos vai ser a mesma tanto para o caso do cimento

como para o melaço, mas a receita para cada aglomerante é diferente. As receitas

para cada tipo de aglomerante podem ser vistas na tabela 22.

Tabela 22 - Ordem dos experimentos

Sendo:

A ou a: relação pó de aciaria fração fina / fração grossa

B ou b: teor de aglomerante

C ou c: água adicionada

Nota: letra maiúscula significa teor máximo e minúscula teor mínimo.

A tabela 23 apresenta a receita das pastilhas utilizando-se o cimento como

aglomerante, para as seguintes condições: Pó de aciaria: 50/50%, 70/30%;

Cimento: 2-6%; Água: 2-6%.

Ordem Tratamento

1 aBc

2 Abc

3 aBC

4 i1

5 ABC

6 abc

7 abC

8 AbC

9 ABc

92

Foi considerada a relação água/cimento de 0,5 necessária para hidratação

do cimento, além da água adicionada para desenvolvimento dos mecanismos de

aglomeração.

Tabela 23 - Receita das pastilhas tendo o cimento como aglomerante

A tabela 24 apresenta a receita das pastilhas utilizando-se o melaço como

aglomerante, para as seguintes condições: Pó de aciaria: 50/50%, 70/30%;

Melaço: 2-4%; Água: 2-4%.

Foi considerada a relação água/melaço de 0,7 necessária para diluição do

melaço, além da água adicionada para desenvolvimento dos mecanismos de

aglomeração.

Tabela 24 - Receita das pastilhas tendo o melaço como aglomerante

c Coletor Cimento Melaço

F G C M A Fino Grosso AF C M moldagem hidra + dilui total

C 50 50 2 0 2 5.938 5.938 0.000 0.250 0.000 0.250 0.125 0.375 12.500

M 50 50 0 2 2 5.975 5.975 0.000 0.000 0.250 0.250 0.050 0.300 12.500

C 70 30 2 0 2 8.313 3.563 0.000 0.250 0.000 0.250 0.125 0.375 12.500

M 70 30 0 2 2 8.365 3.585 0.000 0.000 0.250 0.250 0.050 0.300 12.500

C 50 50 6 0 2 5.563 5.563 0.000 0.750 0.000 0.250 0.375 0.625 12.500

M 50 50 0 6 2 5.675 5.675 0.000 0.000 0.750 0.250 0.150 0.400 12.500

C 70 30 6 0 2 7.788 3.338 0.000 0.750 0.000 0.250 0.375 0.625 12.500

M 70 30 0 6 2 7.945 3.405 0.000 0.000 0.750 0.250 0.150 0.400 12.500

C 50 50 2 0 6 5.688 5.688 0.000 0.250 0.000 0.750 0.125 0.875 12.500

M 50 50 0 2 6 5.725 5.725 0.000 0.000 0.250 0.750 0.050 0.800 12.500

C 70 30 2 0 6 7.963 3.413 0.000 0.250 0.000 0.750 0.125 0.875 12.500

M 70 30 0 2 6 8.015 3.435 0.000 0.000 0.250 0.750 0.050 0.800 12.500

C 50 50 6 0 6 5.313 5.313 0.000 0.750 0.000 0.750 0.375 1.125 12.500

M 50 50 0 6 6 5.425 5.425 0.000 0.000 0.750 0.750 0.150 0.900 12.500

C 70 30 6 0 6 7.438 3.188 0.000 0.750 0.000 0.750 0.375 1.125 12.500

M 70 30 0 6 6 7.595 3.255 0.000 0.000 0.750 0.750 0.150 0.900 12.500

C 60 40 4 0 4 6.750 4.500 0.000 0.500 0.000 0.500 0.250 0.750 12.500

M 60 40 0 4 4 6.840 4.560 0.000 0.000 0.500 0.500 0.100 0.600 12.500

60 40 2 2 4 6.795 4.530 0.000 0.250 0.250 0.500 0.175 0.675 12.500

60 40 2 2 4 6.795 4.530 0.000 0.250 0.250 0.500 0.175 0.675 12.500

Aciaria

n Receitas:

TOTAL

Pó Aglutinante

Dados em gramas

Águab

ABC

i1

i2

Variáveis

Tratamento

abc

C + M

Abc

aBc

ABc

abC

AbC

aBC

a

Gerar receitas (dados em gramas)

93

3.3.1. Preparação das Pastilhas

Para a realização dos ensaios de compressão dos aglomerados faz-se

necessário a preparação de pastilhas aglomeradas com misturas contendo pó de

aciaria (fração fina e fração grossa) e aglomerantes (cimento e melaço) em

diferentes proporções, visando avaliar a resistência mecânica das pastilhas, em

diferentes tempos de cura (1; 2; 3; 8; 18 e 28 dias).

Para a confecção das pastilhas, detalhamos o procedimento a seguir:

I. Seleção dos materiais a serem utilizados: pó de aciaria fração grossa, pó de

aciaria fração fina, aglomerante (melaço ou cimento) e água nas

quantidades estabelecidas na receita (figura 41).

II. Pesagem dos materiais para as receitas das pastilhas. Após a pesagem os

materiais são misturados em um gral de porcelana para a homogeneização

da mistura;

III. Após a mistura e homogeneização a amostra é repartida em alíquotas em

recipientes de vidro e a água é então adicionada conforme o estabelecido

nas receitas.

IV. A mistura com pó de aciaria, aglomerante e água é homogeneizada nos

recipientes de vidro.

V. Cada alíquota corresponde à produção de uma receita de pastilha. A

mistura preparada e pesada é adicionada a uma matriz metálica para

conformação (figura 42).

VI. A matriz metálica é posicionada na prensa hidráulica para produção das

pastilhas, empregando-se uma força de 1 tonelada.

VII. Após a prensagem retira-se a matriz da prensa e assim se obtém a pastilha

para utilização no ensaio de compressão (figura 43).

94

Figura 41 - Materiais utilizados

São então produzidas 9 diferentes receitas de aglomerados para avaliação da

resistência à compressão ao longo do tempo, com diferentes tempos de cura (1; 2;

3; 8; 18 e 28 dias). Para cada dia de cura são produzidas triplicatas a fim de se

utilizar o valor médio dos resultados dos ensaios de compressão. No total são 27

pastilhas por receita, sendo 9 receitas diferentes para cada aglomerante utilizado,

totalizando 162 pastilhas para cada aglomerante empregado, cimento ou melaço.

Figura 42 - Mistura produzida e matriz metálica

Pó de Aciaria – Fração Fina Pó de Aciaria – Fração Grossa

Melaço Cimento ARI

Mistura produzida Matriz metálica Adição da mistura na

matriz metálica

95

Figura 43 - Prensa hidráulica e pastilha produzida

3.4. Ensaios de Compressão

O procedimento dos ensaios de compressão foi realizado no equipamento

denominado DEC II, no laboratório da PUC-Rio utilizando-se as pastilhas

produzidas e ensaiadas conforme o tempo de cura planejado. As pastilhas foram

confeccionadas em triplicata para que se obtenha a média como resultado final em

Kgf/pastilha. A figura 44 ilustra as etapas realizadas no ensaio de compressão.

Prensa hidráulica Pastilha produzida

96

Figura 44 - Prensa hidráulica e pastilha produzida

3.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados

Para previsão do poder refrigerante dos briquetes foram consideradas as

variações de entalpia padrão dos elementos contidos nos briquetes. Foram

consideradas as variações de entalpia padrão referentes ao aquecimento,

transformação de fase e de reação observadas na adição dos briquetes ao banho de

aço líquido com temperatura de cerca de 1.600°C.

O comportamento dos óxidos de ferro presentes nos aglomerados depende

das condições reinantes em cada corrida de aço específica no conversor LD. A

quantidade de óxido de ferro que é reduzida a ferro metálico é função de diversos

parâmetros como momento de adição dos aglomerados (início ou fim do sopro de

oxigênio), pressão parcial de monóxido de carbono, teor de carbono do metal

líquido, atividade do FeO na escória e fatores cinéticos, entre outros, sendo por

isto difícil de se estimar de forma precisa o total de óxido de ferro convertido a

ferro metálico.

Neste trabalho estimou-se que 100% da hematita é convertida a wustita e

que 75% da wustita é convertida a ferro metálico.

97

Os dados termodinâmicos utilizados foram extraídos do programa HSC

CHEMISTRY 6.

98

4. Resultados e discussão

4.1.Caracterização do Pó de Aciaria

A análise química das amostras utilizadas neste trabalho foi realizada no

laboratório de análises químicas da usina siderúrgica, conforme tabela abaixo.

Tabela 25 - Composição química do pó de aciaria

A distribuição granulométrica do pó de aciaria, frações grossa e fina,

encontra-se representada nas figuras 45 e 46 abaixo.

Figura 45 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-grossa

PO DESP PRIMARIO GROSSO - ACIARIA Fe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn

(%) 58,13 42,55 3,12 0,30 18,34 3,16 0,03 0,18 0,64 0.05 0,06

PO DESP PRIMARIO FINO - ACIARIA Fe (t) Fe_met. SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O C S Zn

(%) 58,45 17,55 1,91 0,25 11,31 1,91 0,09 0,40 0,60 0,07 0,07

99

Figura 46 - Distribuição granulométrica do pó de aciaria-fina

4.2. Estabilização do Pó de Aciaria

O gráfico abaixo (figura 47) descreve o ganho de massa no pó de aciaria,

fração fina, referente à reação de hidratação, uma vez que após o processo de

hidratação as amostras foram secadas e a água residual foi evaporada.

Figura 47 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração fina, pela

hidratação

Ao longo de 10 dias houve um ganho de massa de cerca de 9 gramas,

equivalente a 4,5% da massa seca, havendo alguma oscilação com perdas e

ganhos de massa a partir do quarto dia.

No entanto, se considerarmos o ganho de massa do pó fino de aciaria nos

primeiros 3 dias, pode-se verificar que neste período que o processo é fortemente

100

linear, com elevado coeficiente de correlação, e ganho de massa de cerca de 4%

(figura 48).

Figura 48 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,

fração fina, nos 3 primeiros dias

O gráfico abaixo (figura 49) descreve o ganho de massa no pó de aciaria,

fração grossa, referente à reação de hidratação, uma vez que após o processo de

hidratação as amostras foram secadas e a água residual foi evaporada.

Figura 49 - Ganho de massa no pó de aciaria, fração grossa, pela

hidratação

Ao longo de 10 dias houve um ganho de massa de cerca de 8 gramas,

equivalente a 4% da massa seca, havendo alguma oscilação com perdas e ganhos

de massa a partir do terceiro dia.

No entanto, se considerarmos o ganho de massa do pó grosso de aciaria

nos primeiros 3 dias, pode-se verificar que neste período que o processo é

y = -0,1538x2 + 12994x - 3E+08 R² = 0,8205

190,00

195,00

200,00

205,00

210,00

215,00

10/ago 12/ago 14/ago 16/ago 18/ago 20/ago 22/ago

Pó grosso - peso seco (g)

101

fortemente linear, com elevado coeficiente de correlação, e ganho de massa de

cerca de 4% (figura 50).

Figura 50 - Comportamento do processo de hidratação do pó de aciaria,

fração grossa, nos 3 primeiros dias

Conforme apresentado, nos 3 primeiros dias as amostras têm um ganho de

massa linear, chegando a um ganho aproximado de 8 gramas para as frações

grossa e fina do pó de aciaria, equivalente a 4% das amostras.

Após os primeiros dias há uma flutuação no ganho de massa das amostras,

que pode ser atribuída à imprecisão das condições experimentais, ou a outras

reações associadas, tais como a oxidação do ferro metálico contido no pó de

aciaria.

Considerando que o teor de cal livre nos pós de aciaria é de cerca de 8,8%

(estimado – vide capítulo 3.1.1), a quantidade de cal livre nas amostras de 200

gramas de pó de aciaria é de cerca de 17,6 gramas.

Considerando a reação de hidratação abaixo, o ganho de massa da amostra

devido à reação de hidratação pode ser calculado:

𝐶𝑎𝑂 + 𝐻20 = 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2

O quadro abaixo apresenta as massas atômicas dos elementos e

substâncias presentes na reação de hidratação da cal livre.

y = 2,588x - 109083 R² = 0,999

190,00

195,00

200,00

205,00

210,00

10/ago 11/ago 12/ago 13/ago 14/ago 15/ago

Pó grosso - peso seco (g)

Ca = 40,078 g/mol

O = 15,999 g/mol

H = 1,008 g/mol

CaO = 56,077 g/mol

H2O = 18,015 g/mol

Ca(OH)2 = 74,093 g/mol

102

Considerando que o teor de cal livre estimado das amostras é de 8,8%, ou

17,6 gramas por amostra, a quantidade de água requerida para a reação de

hidratação nas amostras de 200 gramas de pó de aciaria seria de 5,65 gramas,

cerca de 3% da massa seca.

Número de moles de CaO = 0,3139 = número de moles de H2O

Massa de H2O = 0,3139 * 18,015 = 5,65 gramas

O ganho de massa teórico é inferior ao ganho percebido nos ensaios de

estabilização do pó de aciaria, de aproximadamente 8 gramas. Uma explicação

possível é que a quantidade de cal livre no pó de aciaria pode ser superior à

estimada, quando se supôs que toda sílica presente nos pós de aciaria estaria

combinada com a cal, formando uma escória com basicidade 4, o que pode não

ser realidade.

Pode-se supor também que parte da sílica não esteja combinada ou ainda, que

a basicidade da escória formada seja inferior a 4, aumentando-se o teor de cal

ativa. Assim, haveria uma quantidade maior de cal livre disponível para a reação

de hidratação, do que aquela calculada.

Outra possibilidade é a presença de óxido de magnésio livre no pó de aciaria,

que demandaria uma quantidade de água adicional para sua hidratação. Caso haja

2% de óxido de magnésio livre, haveria uma demanda de cerca de 1,8 gramas de

água para sua hidratação, que somada às 5,6 gramas de água referentes à cal livre

estimada, atingiria o valor de 7,4 gramas de água, quantidade muito próxima das 8

gramas obtidas nos ensaios,

Com base no ganho de massa de aproximadamente 8 gramas devido à reação

de hidratação, fazendo a conta inversa, podemos considerar que o teor de cal livre

(cal ativa) no pó de aciaria, em ambas frações, é de cerca de 12%. Vale lembrar

que parte da água requerida para hidratação, conforme mencionado, pode ser

função do óxido de magnésio presente, embora o mesmo se apresente com valores

bem mais baixos que a cal.

Esta suposição pode ser avaliada através da realização de ensaios

termogravimétricos nos pós de aciaria hidratados.

103

4.3. Análise Térmica Gravimétrica (TGA) do Pó de Aciaria Hidratado

A análise térmica gravimétrica foi realizada no laboratório da PUC-Rio,

tendo sido utilizados os seguintes equipamentos e instrumentos:

Analisador Termogravimétrico

Balança analítica com precisão de 0.001 g.

Pinça metálica

A fim de se avaliar o comportamento gravimétrico dos pós de aciaria com

a elevação de temperatura foram realizados ensaios termogravimétricos com o pó

de aciaria hidratado, em ambas frações, grossa e fina.

Conforme o ensaio termogravimétrico apresentado (figura 51), há uma

perda de massa de aproximadamente 2 miligramas no pó de aciaria, fração grossa,

equivalente a cerca de 4% da massa da amostra, desde a temperatura ambiente até

uma temperatura próxima a 850 °C. Esta perda de massa é compatível com o

ganho de massa observado durante o processo de hidratação do pó de aciaria.

A partir de 850 °C há uma reversão na alteração de massa da amostra,

ocorrendo então um ganho de massa, que pode ser atribuído a reações de oxidação

do ferro metálico contido no pó de aciaria.

Figura 51 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração grossa

104

Conforme ensaio termogravimétrico apresentado (figura 52), há uma perda

de massa de aproximadamente 6 miligramas no pó de aciaria, fração fina,

equivalente a cerca de 6 % da massa da amostra, desde a temperatura ambiente até

uma temperatura próxima a 800 °C. Esta perda de massa é superior ao ganho de

massa do pó de aciaria, fração fina, obtido no ensaio de hidratação apresentado

anteriormente. Esta perda de massa pode estar relacionada ao processo de

calcinação do hidróxido de cálcio e, adicionalmente, à perda de água higroscópica

presente na fração fina do pó de aciaria, além de outras reações de decomposição

dos componentes da amostra.

Já, a partir de 800 °C há um ganho de massa da amostra que também pode

ser atribuído a reações de oxidação do ferro metálico contido no pó de aciaria.

Figura 52 - Análise termogravimétrica do pó de aciaria – fração fina

4.4. Ensaios de Compressão

Conforme já mencionado os ensaios de compressão foram realizados no

equipamento denominado DEC II utilizando-se as pastilhas produzidas e

ensaiadas conforme o tempo de cura planejado. As pastilhas foram

confeccionadas em triplicata e então ensaiadas. Os resultados são apresentados a

105

seguir, sendo observada a média das três pastilhas como resultado final em

kgf/pastilha.

A seguir apresentamos as receitas das pastilhas utilizadas nos ensaios de

compressão.

4.4.1. Testes utilizando-se o cimento como aglomerante

A tabela 26 apresenta a relação água/cimento das misturas e os teores de

aglomerante e água utilizados.

Tabela 26 - Teores de água e aglomerantes utilizados

A tabela 27 apresenta as receitas das pastilhas a serem avaliadas nos ensaios de

compressão.

Tabela 27 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria

A tabela 28 apresenta os resultados dos ensaios de compressão onde o

cimento foi utilizado como aglomerante.

Cimentomínimo

Máximoa/c = 0.5

Condições Descrição

Residuos (A - a) , Cimento (B - b) , Água (C - c)

a - b - c

A - B - C2 - 6 %

2 - 6 %

Água

Fino Grosso Cimento Agua

aBc 50 50 6 2

Abc 70 30 2 2

aBC 50 50 6 6

I1 60 40 4 4

ABC 70 30 6 6

abc 50 50 2 2

abC 50 50 2 6

AbC 70 30 2 6

ABc 70 30 6 2

TratamentoProporções

106

Tabela 28 - Resultado dos ensaios de compressão

O gráfico a seguir (figura 53) ilustra os resultados dos ensaios de compressão, os

referentes à tabela 28.

Figura 53 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de

compressão

n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media

aBc 6,7 8,0 8,1 7,6 6,1 7,1 6,8 6,7 8,7 8,4 8,8 8,6

Abc 5,0 4,7 4,8 4,8 8,6 9,4 10,2 9,4 8,5 8,7 9,8 9,0

aBC 8,5 7,2 7,7 7,8 11,1 10,7 9,7 10,5 12,1 10,9 10,7 11,2

I1 4,5 4,8 4,4 4,6 8,1 8,8 8,9 8,6 11,0 10,1 9,6 10,2

ABC 5,5 6,7 6,3 6,2 9,4 8,6 8,0 8,7 8,6 7,8 9,2 8,5

abc 4,3 5,0 5,0 4,8 5,4 6,1 7,0 6,2 6,5 6,9 6,0 6,5

abC 5,3 5,3 4,0 4,9 5,5 6,5 6,7 6,2 6,5 6,9 7,3 6,9

AbC 6,0 5,7 4,7 5,5 6,1 4,8 4,8 5,2 5,3 6,9 5,7 6,0

ABc 4,6 4,4 5,8 4,9 7,8 7,1 6,7 7,2 7,8 7,6 7,0 7,5

n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media

aBc 13,8 12,8 14,2 13,6 18,6 18,6 19,5 18,9 24,5 24,8 26,0 25,1

Abc 12,4 11,2 11,9 11,8 16,6 16,1 16,8 16,5 18,6 17,0 17,6 17,7

aBC 14,2 13,5 13,8 13,8 19,5 20,6 19,7 19,9 26,9 28,2 26,9 27,3

I1 10,9 11,9 10,3 11,0 20,1 19,1 18,6 19,3 24,7 24,5 26,0 25,1

ABC 12,4 11,0 11,9 11,8 18,1 19,2 17,8 18,4 23,4 23,0 24,3 23,6

abc 10,4 9,5 8,8 9,6 15,0 14,3 14,8 14,7 21,5 20,3 21,3 21,0

abC 10,3 9,3 10,9 10,2 18,0 16,8 17,3 17,4 22,0 22,4 20,8 21,7

AbC 8,6 7,8 9,1 8,5 18,3 16,8 17,6 17,6 21,6 23,0 23,0 22,5

ABc 11,2 11,7 10,3 11,1 15,0 14,7 16,0 15,2 23,4 25,0 24,5 24,3

Tratamento

Cura 8 dias Cura 18 dias Cura 28 dias

Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)

Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)Tratamento

Cura 1 dia Cura 2 dias Cura 3 dias

107

Com base nos resultados apresentados, pode-se afirmar que em geral, a

receita que apresenta os melhores resultados é aquela com 50% de pó grosso e

valores máximos de cimento e água (6% cada).

No entanto, para um melhor entendimento acerca dos resultados obtidos

com os parâmetros selecionados procedemos então à análise dos resultados

mantendo-se dois parâmetros constantes e um parâmetro variável.

4.4.1.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas o parâmetro água:

i) Mantendo-se pó de aciaria e o cimento no mínimo

ii) Mantendo-se pó de aciaria e o cimento no máximo

Pode-se observar que a variação da quantidade de água utilizada não altera

de forma significativa a resistência mecânica das pastilhas, sendo que o melhor

resultado ocorreu com os valores intermediários.

108

4.4.1.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de pó de aciaria

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas a relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria:

i) Mantendo-se a água e o cimento no mínimo

ii) Mantendo-se a água e o cimento no máximo

Pode-se observar que os melhores resultados são obtidos com teores mais

elevados do pó de aciaria, fração grossa (50%).

4.4.1.3. Análise variando-se a quantidade de cimento adicionado

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas o parâmetro cimento:

109

i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo

ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo

Pode-se observar que em geral, os melhores resultados ocorrem com o teor de

cimento no nível intermediário.

4.4.1.4. Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o cimento como aglomerante

O aumento da quantidade de cimento adicionado, em geral, eleva a

resistência mecânica das pastilhas. Porém, os valores intermediários apresentaram

também apresentaram bons resultados. O pior resultado foi com o cimento no

mínimo (2%).

Com base nos resultados apresentados, concluímos que a adição de

cimento acima de 4% não contribui significativamente para o aumento da

resistência mecânica das pastilhas.

Os resultados também mostram que a resistência mecânica das pastilhas

aumenta ao longo dos 28 dias de cura, de acordo com o preconizado nos manuais

de utilização do cimento Portland.

110

Confirma-se também a premissa inicial de que o aumento da participação

da fração fina de pó de aciaria na mistura a ser aglomerada contribui para a

redução na resistência mecânica das pastilhas.

4.4.2. Testes utilizando-se o melaço como aglomerante

A tabela 29 apresenta a relação água/melaço das misturas e os teores de

aglomerante e água utilizados.

Tabela 29 - Teores de água e aglomerantes utilizados

A tabela 30 apresenta as receitas das pastilhas a serem avaliadas nos

ensaios de compressão.

Tabela 30 - Receitas das pastilhas de pó de aciaria

A tabela 31 apresenta os resultados dos ensaios de compressão onde o

melaço foi utilizado como aglomerante.

Melaço

Condições Descrição

Residuos (A - a) , Melaço (B - b) , Àgua (C - c)

a - b - c

A - B - C2 - 4 %

2 - 4 %

Água

mínimo

Máximoa/m = 0.7

Fino Grosso Melaço Agua

aBc 50 50 4 2

Abc 70 30 2 2

aBC 50 50 4 4

I1 60 40 3 3

ABC 70 30 4 4

abc 50 50 2 2

abC 50 50 2 4

AbC 70 30 2 4

ABc 70 30 4 2

TratamentoProporcões

111

Tabela 31 - Ensaios de compressão com melaço

O gráfico a seguir (figura 54) ilustra os resultados dos ensaios de compressão, os

referentes à tabela 31.

Figura 54 - Representação gráfica dos resultados dos ensaios de

compressão

n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media

aBc 6,4 6,1 6,2 6,2 6,1 6,0 5,8 6,0 10,0 9,8 9,0 9,6

Abc 3,2 3,6 3,4 3,4 6,0 6,2 5,0 5,7 5,4 5,1 6,6 5,7

aBC 8,3 7,9 8,0 8,1 11,8 10,2 10,6 10,9 17,4 17,0 18,0 17,5

I1 3,9 5,1 4,8 4,6 6,8 7,8 6,3 7,0 9,6 8,7 8,3 8,9

ABC 6,9 7,7 8,2 7,6 10,1 9,3 8,6 9,3 16,2 15,2 16,8 16,1

abc 2,3 2,9 2,5 2,6 3,6 3,0 3,6 3,4 7,0 8,0 6,4 7,1

abC 4,9 5,2 3,8 4,6 6,7 6,8 7,8 7,1 8,3 8,1 9,2 8,5

AbC 4,0 4,3 3,6 4,0 4,4 4,7 5,9 5,0 7,2 6,6 6,5 6,8

ABc 4,3 4,6 5,6 4,8 6,2 6,3 7,0 6,5 8,6 8,6 9,5 8,9

n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media n°1 n°2 n°3 Media

aBc 16,7 15,7 16,0 16,1 14,6 15,5 15,4 15,2 10,0 10,1 10,6 10,2

Abc 12,1 11,5 10,8 11,5 9,8 10,1 8,8 9,6 9,0 9,5 9,0 9,2

aBC 21,0 20,8 19,5 20,4 28,8 29,1 29,0 29,0 26,0 27,0 27,2 26,7

I1 14,1 15,6 15,1 14,9 12,9 13,3 13,1 13,1 13,5 13,9 13,2 13,5

ABC 17,8 16,8 17,0 17,2 20,0 19,9 19,7 19,9 18,7 19,3 19,1 19,0

abc 8,6 9,3 8,9 8,9 11,6 10,6 10,1 10,8 8,3 8,5 7,8 8,2

abC 9,8 10,0 11,0 10,3 15,6 14,9 14,1 14,9 11,6 12,7 12,8 12,4

AbC 7,3 7,2 7,3 7,3 12,1 13,0 12,5 12,5 11,3 12,8 11,5 11,9

ABc 12,0 11,8 11,0 11,6 13,6 13,5 15,0 14,0 15,2 14,6 13,6 14,5

Tratamento

Cura 1 dia Cura 2 dias Cura 3 dias

Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido (kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)

Tratamento

Cura 8 dias Cura 18 dias Cura 28 dias

Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha) Wmedido kgf/pastilha)

112

Com base nos resultados apresentados, pode-se afirmar que em geral, a

receita que apresenta os melhores resultados é aquela com 50% de pó grosso e

valores máximos de melaço e água (4% cada).

No entanto, para um melhor entendimento acerca dos resultados obtidos

com os parâmetros selecionados procedemos então à análise dos resultados

mantendo-se dois parâmetros constantes e um parâmetro variável.

4.4.2.1. Análise variando-se a quantidade de água adicionada

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas o parâmetro água.

i) Mantendo-se a água e o melaço no mínimo

ii) Mantendo-se a água e o cimento no máximo

Pode-se observar que o melhor resultado ocorreu com valores máximos de

melaço e água. Porém, com valores mínimos de melaço, a condição intermediária

foi a melhor.

113

4.4.2.2. Análise variando-se a relação fração fina / fração grossa de pó de aciaria

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas a relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria.

i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo

ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo

Pode-se observar que os melhores resultados são obtidos com teores mais

elevados do pó de aciaria, fração grossa. Observa-se também que os resultados

obtidos com melaço e água no máximo são superiores àqueles com melaço e água

no mínimo.

4.4.2.3. Análise variando-se a quantidade de melaço adicionado

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas o parâmetro melaço:

114

i) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no mínimo

ii) Mantendo-se o pó de aciaria e a água no máximo

Pode-se observar que em geral, os melhores resultados ocorrem com o teor

de melaço no máximo, assim como o teor de água.

4.4.2.4.Comentários finais acerca dos ensaios utilizando-se o melaço como aglomerante

O aumento da quantidade de melaço adicionado contribui para a elevação da

resistência mecânica das pastilhas. Os resultados mostram que trabalhos futuros

devem determinar se a elevação do teor de melaço além do utilizado nesta

pesquisa poderiam contribuir para um acréscimo de resistência mecânica das

pastilhas.

Com base nos resultados apresentados, concluímos que a adição de melaço

com valor máximo, da ordem de 4%, proporciona o melhor resultado de

resistência mecânica das pastilhas.

Os resultados também mostram que a resistência mecânica das pastilhas

aumenta ao longo do tempo, estabilizando-se por volta dos 18 dias de cura. Além

deste período não há alteração significativa da resistência mecânica das pastilhas,

pelo contrário, em certos casos decresce.

115

Confirma-se mais uma vez a premissa inicial de que o aumento da

participação da fração fina de pó de aciaria na mistura a ser aglomerada contribui

para a redução na resistência mecânica das pastilhas.

4.4.3.Comparação entre os aglomerantes

A seguir apresentamos algumas comparações entre o desempenho das

pastilhas produzidas referente aos ensaios de compressão para os aglomerantes

utilizados (sistema cal/melaço e cimento), considerando-se os parâmetros água e

teor de aglomerantes otimizados.

Os gráficos a seguir ilustram os resultados dos ensaios de compressão,

variando-se apenas o parâmetro relação fração grossa/fração fina de pó de aciaria:

i) Mantendo-se os aglomerantes e a água no máximo e a fração

grossa de pó de aciaria no máximo

Pode-se observar que o melaço é mais eficiente que o cimento desde os

primeiros dias até o 18º dia de cura, sendo que os aglomerantes passam a se

equivaler em desempenho quando atingem 28 dias de cura. Deve-se ressaltar que

o melhor resultado geral foi obtido com o melaço aos 18 dias de cura.

116

ii) Mantendo-se os aglomerantes e a água no máximo e a fração

grossa de pó de aciaria no mínimo

Pode-se observar que o melaço é também mais eficiente que o cimento

desde os primeiros dias até o 18º dia de cura, sendo que o cimento supera o

melaço em desempenho quando atingem 28 dias de cura. Deve-se ressaltar a

importância de resistência inicial dos aglomerados, pois significa uma maior

probabilidade de sobrevivência nas etapas posteriores de manuseio.

4.5. Previsão do Poder Refrigerante dos Aglomerados

Com base nas premissas adotadas foram calculados os valores das entalpias

referentes ao aquecimento dos principais componentes do pó de aciaria, da

temperatura ambiente a 1.600°C.

As tabelas 32, 33, 34, 35 e 36 apresentam os cálculos referentes à entalpia

de aquecimento dos principais componentes do pó de aciaria.

117

4.5.1. Ferro metálico

Tabela 32 - Variação de entalpia do ferro metálico da temperatura

ambiente até 1600°C

Entalpia de aquecimento

Cp = 31,87 + -2,23E-02 T + -3,52E+05 T-2 + 4,01E-05 T2

ΔH] = 31,87 T + -1,12E-02 T2 + 3,52E+05 + 1,34E-05 T3

Ti = 298 K T

Tf = 800 K ΔH] = 16.000 + 6.155- + 741- + 6.486 = 15.591

ΔH] = 15.591 J/mol

Cp = 930,6 + -1,45E+00 T + -1,08E+08 T-2 + 6,77E-04 T2

ΔH] = 930,62 T + -7,23E-01 T2 + 1,08E+08 + 2,26E-04 T3

Ti = 800 K T

Tf = 1.042 K ΔH] = 225.211 + 322.137- + 31.283- + 139.713 = 11.504

ΔH] = 11.504 J/mol

Cp = -13469,7 + 1,59E+01 T + 2,92E+09 T-2 + -5,24E-03 T2

ΔH] = -13469,67 T + 7,93E+00 T2 + -2,92E+09 + -1,75E-03 T3

Ti = 1.042 K T

Tf = 1.185 K ΔH] = 1.926.163- + 2.524.983 + 338.277 + 930.593- = 6.503

ΔH] = 6.503 J/mol

Cp = 24,7 + 7,46E-03 T + -1,70E+05 T-2 + 3,68E-07 T2

ΔH] = 24,72 T + 3,73E-03 T2 + 1,70E+05 + 1,23E-07 T3

Ti = 1.185 K T

Tf = 1.667 K ΔH] = 11.913 + 5.130 + 41- + 364 = 17.365

ΔH] = 17.365 J/mol

Cp = -10,6 + 3,09E-02 T + 2,75E+07 T-2 + -3,79E-06 T2

ΔH] = -10,63 T + 1,55E-02 T2 + -2,75E+07 + -1,26E-06 T3

Ti = 1.667 K T

Tf = 1.811 K ΔH] = 1.531- + 7.747 + 1.313 + 1.652- = 5.876

ΔH] = 5.876 J/mol

Cp = 46,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 46,00 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3

Ti = 1.811 K T

Tf = 1.873 K ΔH] = 2.852 + - + - + - = 2.852

ΔH] = 2.852 J/mol

𝐻 𝑒 00

2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 𝑒 10 2

00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 𝑒 11

10 2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 𝑒 1 7

11 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

𝐻 𝑒 1 11

1 7 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

𝐻 𝑒 1 73

1 11 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

Entalpia de aquecimento298 800 15.591 J/mol 279.166 J/kg 67 kcal/kg

800 1042 11.504 J/mol 205.995 J/kg 49 kcal/kg

1042 1185 6.503 J/mol 116.442 J/kg 28 kcal/kg

1185 1667 17.365 J/mol 310.947 J/kg 74 kcal/kg

1667 1811 5.876 J/mol 105.219 J/kg 25 kcal/kg

1811 1873 2.852 J/mol 51.068 J/kg 12 kcal/kg

Entalpia de transformação de faseΔH 1185]TF = 1.013 J/mol 1.013 J/mol 18.136 J/kg 4 kcal/kg

ΔH 1667]TF = 853 J/mol 853 J/mol 15.270 J/kg 4 kcal/kg

ΔH 1811]TF = 13.806 J/mol 13.806 J/mol 247.211 J/kg 59 kcal/kg

ΔH total = 75.363 J/mol 1.349.454 J/kg 322 kcal/kg

T (K)

1185

1667

1811

T (K)

118

Temos então uma variação de entalpia de 322 kcal/kg de ferro metálico

contido nos briquetes.

4.5.2. Hematita

Tabela 33 - Variação de entalpia do óxido de ferro (Fe2O3) da

temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é

reduzido a ferro metálico

Entalpia de aquecimento

Cp = 143,57 + -3,63E-02 T + -3,14E+06 T-2 + 7,18E-05 T2

ΔH] = 143,57 T + -1,82E-02 T2 + 3,14E+06 + 2,39E-05 T3

Ti = 298 K T

Tf = 700 K ΔH] = 57.713 + 7.286- + 6.058- + 7.575 = 51.944

ΔH] = 51.944 J/mol

Cp = 637,8 + -9,64E-01 T + -4,47E+07 T-2 + 5,61E-04 T2

ΔH] = 637,81 T + -4,82E-01 T2 + 4,47E+07 + 1,87E-04 T3

Ti = 700 K T

Tf = 950 K ΔH] = 159.452 + 198.728- + 16.819- + 96.180 = 40.085

ΔH] = 40.085 J/mol

Cp = -2,21E+05 + 2,90E+02 T + 3,79E+10 T-2 + -1,07E-01 T2

ΔH] = -220672,04 T + 1,45E+02 T2 + -3,79E+10 + -3,57E-02 T3

Ti = 950 K T

Tf = 1.050 K ΔH] = 22.067.204- + 29.010.457 + 3.798.781 + 10.727.042- = 14.992

ΔH] = 14.992 J/mol

Cp = 80,2 + 5,60E-02 T + 1,67E+07 T-2 + -1,24E-05 T2

ΔH] = 80,22 T + 2,80E-02 T2 + -1,67E+07 + -4,13E-06 T3

Ti = 1.050 K T

Tf = 1.812 K ΔH] = 61.125 + 61.035 + 6.704 + 19.810- = 109.054

ΔH] = 109.054 J/mol

Cp = 165,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 165,00 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3

Ti = 1.812 K T

Tf = 1.873 K ΔH] = 10.065 + - + - + - = 10.065

ΔH] = 10.065 J/mol

𝐻 𝑒2𝑂3 700

2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 0

700 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

𝐻 10 0

0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

𝐻 1 12

10 0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 1 73

1 12 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

2

Entalpia de aquecimento298 700 51.944 J/mol 325.278 J/kg 78 kcal/kg

700 950 40.085 J/mol 251.012 J/kg 60 kcal/kg

950 1050 14.992 J/mol 93.882 J/kg 22 kcal/kg

1.050 1812 109.054 J/mol 682.900 J/kg 163 kcal/kg

1.812 1873 10.065 J/mol 63.028 J/kg 15 kcal/kg

1.873 J/mol - J/kg kcal/kg

ΔH aquec = 226.140 J/mol 1.416.099 J/kg 338 kcal/kg

T (K)

119

Considerando-se que todo o Fe2O3 é reduzido a FeO e que 75% do FeO é

reduzido a ferro metálico chegamos a uma variação de entalpia de 1.007 kcal/kg

de Fe2O3 contido nos briquetes.

Fe2O3 + Fe = 3FeO Redução a FeO e fusão do FeO

ΔH 1873]R = 74.754 J/mol Fe2O3 K = 353

112 kcal/kg

ΔH FeO]Fusão = 24.058 J/mol FeO

72.174 J/mol Fe2O3

451.957 J/kg Fe2O3

108 kcal/kg Fe2O3

FeO + C = Fe + CO(g) Redução do FeO a Fe

ΔH 1873]R = 133.535 J/mol FeO K = 4419

400.606 J/mol Fe2O3

2.508.610 J/kg Fe2O3

599 kcal/kg Fe2O3

Entalpia de aquecimento ΔH aquec = 226.140 J/mol 1.416.099 J/kg 338 kcal/kg

Entalpia total com redução para FeO ΔH reação = 447.383 J/mol 2.801.530 J/kg 669 kcal/kg Fe2O3

Entalpia total com 75% de redução do FeO pelo carbono ΔH total = 1.007 kcal/kg 75% redução

120

4.5.3. Wustita

Tabela 34 - Variação de entalpia do óxido de ferro (FeO) da

temperatura ambiente até 1600°C, considerando que 75% do óxido de ferro é

reduzido a ferro metálico

Entalpia de aquecimento

Cp = 50,28 + 3,65E-03 T + -1,94E+05 T-2 + 8,23E-06 T2

ΔH] = 50,28 T + 1,83E-03 T2 + 1,94E+05 + 2,74E-06 T3

Ti = 298 K T

Tf = 600 K ΔH] = 15.184 + 495 + 328- + 520 = 15.871

ΔH] = 15.871 J/mol

Cp = 30,8 + 4,62E-02 T + 1,17E+06 T-2 + -1,93E-05 T2

ΔH] = 30,85 T + 2,31E-02 T2 + -1,17E+06 + -6,43E-06 T3

Ti = 600 K T

Tf = 900 K ΔH] = 9.255 + 10.401 + 650 + 3.296- = 17.009

ΔH] = 17.009 J/mol

Cp = 9,04E+01 + -3,80E-02 T + -8,38E+06 T-2 + 1,54E-05 T2

ΔH] = 90,41 T + -1,90E-02 T2 + 8,38E+06 + 5,12E-06 T3

Ti = 900 K T

Tf = 1.300 K ΔH] = 36.163 + 16.729- + 2.865- + 7.515 = 24.084

ΔH] = 24.084 J/mol

Cp = 153,7 + -8,21E-02 T + -3,75E+07 T-2 + 2,20E-05 T2

ΔH] = 153,70 T + -4,10E-02 T2 + 3,75E+07 + 7,33E-06 T3

Ti = 1.300 K T

Tf = 1.650 K ΔH] = 53.794 + 42.364- + 6.116- + 16.812 = 22.126

ΔH] = 22.126 J/mol

Cp = 68,2 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 68,20 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3

Ti = 1.650 K T

Tf = 1.873 K ΔH] = 15.208 + - + - + - = 15.208

ΔH] = 15.208 J/mol

𝐻 𝑒𝑂 00

2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 𝑒𝑂 00

00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

𝐻 1300

00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

𝐻 1 0

1300 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

𝐻 1 73

1 0 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

Entalpia de aquecimento298 600 15.871 J/mol 220.908 J/kg 53 kcal/kg

600 900 17.009 J/mol 236.743 J/kg 57 kcal/kg

900 1300 24.084 J/mol 335.219 J/kg 80 kcal/kg

1.300 1650 22.126 J/mol 307.965 J/kg 73 kcal/kg

1.650 1.873 15.208 J/mol 211.679 J/kg 51 kcal/kg

24.058 J/mol FeO 334.853 J/kg 80 kcal/kg

Entalpia total de aquecimento ΔH aquec = 118.357 J/mol 1.647.368 J/kg 393 kcal/kg

T (K)

1650Entalpia de fusão do FeO

Entalpia de reaçãoFeO + C = Fe + CO(g) Reação de redução ΔH reação = 133.535 J/mol FeO 1.858.620 J/kg 444 kcal/kg

Entalpia total com 75% de redução pelo carbono ΔH total = 726 kcal/kg 75%

1873

T (K)

121

Considerando-se que 75% do FeO é reduzido a ferro metálico chegamos a

uma variação de entalpia de 726 kcal/kg de FeO contido nos briquetes.

4.5.4. Cal

Tabela 35 - Variação de entalpia do CaO da temperatura ambiente até

1600°C

Temos então uma variação de entalpia de 344 kcal/kg de CaO contido nos

briquetes.

Entalpia de aquecimento

Cp = 57,75 + -1,08E-02 T + -1,15E+06 T-2 + 5,33E-06 T2

ΔH] = 57,75 T + -5,39E-03 T2 + 1,15E+06 + 1,78E-06 T3

Ti = 298 K T

Tf = 1.400 K ΔH] = 63.643 + 10.085- + 3.040- + 4.826 = 55.345

ΔH] = 55.345 J/mol

Cp = 20,4 + 2,23E-02 T + 1,38E+07 T-2 + -3,11E-06 T2

ΔH] = 20,39 T + 1,11E-02 T2 + -1,38E+07 + -1,04E-06 T3

Ti = 1400 K T

Tf = 1.873 K ΔH] = 9.646 + 17.234 + 2.497 + 3.973- = 25.403

ΔH] = 25.403 J/mol

𝐻 𝐶𝑎𝑂 1 00

2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

𝐻 𝐶𝑎𝑂 1 73

1 00 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

Entalpia de aquecimento298 1400 55.345 J/mol 986.902 J/kg 236 kcal/kg

1400 1873 25.403 J/mol 452.984 J/kg 108 kcal/kg

ΔH aquec = 80.748 J/mol 1.439.887 J/kg 344 kcal/kg

T (K)

122

4.5.5. Silicato dicálcico

Tabela 36 - Variação de entalpia do 2CaO.SiO2 da temperatura

ambiente até 1600°C

Temos então uma variação de entalpia de 439 kcal/kg de 2CaO.SiO2

(reportado como ganga) contido nos briquetes.

Entalpia de aquecimento

Cp = 145,90 + 4,08E-02 T + -2,62E+06 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 145,90 T + 2,04E-02 T2 + 2,62E+06 + 0,00E+00 T3

Ti = 298 K T

Tf = 1.121 K ΔH] = 120.072 + 23.796 + 6.453- + - = 137.416

ΔH] = 137.416 J/mol

Cp = 134,6 + 4,61E-02 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 134,56 T + 2,31E-02 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3

Ti = 1.121 K T

Tf = 1.712 K ΔH] = 79.523 + 38.599 + - + - = 118.123

ΔH] = 118.123 J/mol

Cp = 205,0 + 0,00E+00 T + 0,00E+00 T-2 + 0,00E+00 T2

ΔH] = 205,02 T + 0,00E+00 T2 + 0,00E+00 + 0,00E+00 T3

Ti = 1.712 K T

Tf = 1.873 K ΔH] = 33.008 + - + - + - = 33.008

ΔH] = 33.008 J/mol

𝐻 2𝐶𝑎𝑂 𝑖𝑂2 1121

2 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

2

𝐻 1712

1121 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

2

2

𝐻 1 73

1712 = 𝐶𝑝𝑑𝑇

3

2

Entalpia de aquecimento298 1121 137.416 J/mol 797.801 J/kg 190 kcal/kg

1.121 1712 118.123 J/mol 685.790 J/kg 164 kcal/kg

1.712 1.873 33.008 J/mol 191.634 J/kg 46 kcal/kg

Entalpia de transformação de faseΔH]TF = 13.987 J/mol 13.987 J/mol 81.206 J/kg 19 kcal/kg

ΔH]TF = 14.188 J/mol 14.188 J/mol 82.372 J/kg 20 kcal/kg

Entalpia total ΔH total = 316.721 J/mol 1.838.801 J/kg 439 kcal/kg

T (K)

1.121

1.712

T (K)

123

4.5.6. Variação total de entalpia do pó de aciaria aglomerado

Com base na análise química típica de um determinado tipo de briquete

(tabela 37) de pó de aciaria, chegamos ao cálculo da entalpia total de

aquecimento.

Tabela 37 - Cálculo da entalpia de aquecimento de uma tonelada de

briquete típico de pó de aciaria e de uma tonelada de pelota de minério de

ferro

Considerando a composição estimada do briquete acima, chegamos a uma

variação de entalpia de 616 kcal/kg de briquetes. Comparando-se com pelotas de

minério de ferro, cuja variação de entalpia calculada é de 950 kcal/kg, a relação é

de 649 kg de pelotas por tonelada de briquetes. Comparando-se com o poder

refrigerante de sucatas metálicas (340 kcal/kg), uma tonelada de briquetes

substitui 1.812 kg de sucata metálica.

Comparando-se o poder refrigerante das pelotas de minério de ferro com o

da sucata obtêm-se um efeito refrigerante das pelotas 2,8 vezes superior ao da

sucata metálica, compatível com os valores encontrados por D. Satish Kumar et

al, conforme tabela 10.

1 ton briquete (%)

322 Fe met 17,5 5.636 kcal

726 FeO 11,2 8.130 kcal

1.007 Fe2O3 34,8 35.029 kcal

344 CaO 14,0 4.811 kcal

439 Ganga 18,3 8.015 kcal

- LOI 4,2 - kcal

100,0 61.621 kcal

1 ton pelota (%)

1.007 Fe2O3 90 90.593 kcal

439 Ganga 10 4.391 kcal

94.984 kcal

Relação efeito refrigerante briquetes/sucata 1,8

Relação efeito refrigerante pelotas/sucata 2,8

Relação efeito refrigerante briquetes/pelotas 0,65

124

4.6. Dados operacionais do efeito refrigerante de pelotas e sucata metálica

Em julho de 2015 foram observadas diversas corridas de aço produzidas no

conversor LD da usina siderúrgica em questão, onde apenas sucata metálica ou

pelotas de minério de ferro foram utilizadas. Em geral, a sucata metálica é o

principal refrigerante no conversor LD, sendo as pelotas um refrigerante

complementar que é utilizado ao longo do processo, após o início do sopro de

oxigênio. No entanto, por questões operacionais, há casos onde apenas um

material refrigerante é utilizado.

Quando há excesso de gusa disponível e é necessário agilizar as corridas de

aço, apenas as pelotas são utilizadas de forma a aumentar o consumo de gusa. Esta

situação é de certa forma frequente. A figura 55 mostra a quantidade de pelotas de

minério de ferro utilizada quando ocorreu apenas o consumo de pelotas ao longo

de julho de 2015.

Figura 55 - Consumo de pelotas no conversor LD, sem utilização de

sucata metálica

A média obtida do consumo de pelotas de minério de ferro é de 57,0 kg por

tonelada de aço. Embora saibamos que o consumo de pelotas é função de diversas

variáveis (observe-se o desvio padrão de 11,0 kg/t aço), tomaremos esta média

para uma comparação com o consumo de sucatas, quando não há consumo de

pelotas.

Ao contrário da situação anterior o consumo exclusivo de sucata metálica

como refrigerante do metal líquido ocorre com pouca frequência, uma vez que as

pelotas são carregadas via silo e utilizadas ao longo do processo de fabricação do

125

aço, a partir do início do sopro de oxigênio, sendo utilizadas também para o ajuste

fino da temperatura de vazamento do aço.

No entanto em situações de exceção as pelotas não são utilizadas. A figura

56 mostra a quantidade de sucata utilizada em algumas corridas em julho de 2015,

quando não foram utilizadas as pelotas.

Figura 56 - Consumo de sucata metálica no conversor LD, sem

utilização de pelotas

A média obtida do consumo exclusivo de sucata metálica é de 160 kg por

tonelada de aço. Comparando-se as duas situações apresentadas chegamos a um

consumo comparativo de sucata 2,8 vezes maior que o consumo de pelotas,

compatível com os valores apresentados neste estudo.

De forma a validar o estudo comparativo acima, tomaremos os consumos

de sucata metálica e de pelotas de minério de ferro ao longo de julho de 2015

(cerca de 1.000 corridas), quando utilizados em conjunto (tabela 38).

Tabela 38 - Consumo de sucatas e pelotas no conversor LD no período

de 01 a 31 de julho de 2015

Identificação Pelota Gusa Liq. Carga Met. HMR

Consumo de Carga

Sólida e Gusa Líquido(t)

Gusa

Sólido

Sucata

Externa

Sucata

Recuperada

(<80mm)

Sucata

Interna

pesada

Sucata

Recuperada

(>80mm)

TotalGusa Líquido

(t)

Carga Metálica

(t)

Taxa de

Gusa

Líquido (%)

Média (Todas as Corridas) 11,8 3,9 18,2 1,9 7,1 2,5 33,6 337,6 372,1 90,73%

Média (Não vazios) 11,8 6,4 18,3 5,1 7,1 2,5 33,6 337,6 372,1 90,73%

Total 10.886 3.632 16.803 1.754 6.539 2.283 31.010 311.604 343.456

Consumo Médio (Kg/t) 33,8 11,3 52,2 5,5 20,3 7,1 96,4 968,7 1.067,7

Sucata (t)

126

Encontramos um consumo médio de 33,8 kg de pelotas e de 96,4 kg de

sucatas metálicas por tonelada de aço líquido vazado. Considerando-se um fator

de refrigeração de 2,8 para as pelotas e de 1 para as sucatas metálicas chegamos a

um consumo equivalente de 191,2 kg de sucata metálica equivalente por tonelada

de aço.

Se considerarmos o consumo exclusivo de pelotas no conversor LD, de 57

kg/t aço, e um fator de refrigeração de 2,8, chegamos a um consumo equivalente

de 160 kg de sucata metálica por tonelada de aço, similar ao consumo exclusivo

de sucata metálica, mas inferior aos 191 kg de sucata metálica equivalente,

calculada quando os dois materiais são utilizados conjuntamente, considerando-se

os dados de julho de 2015 (diferença de cerca de 20%).

No entanto, como encontramos um desvio padrão de 11 kg/t no consumo

das pelotas (cerca de 20% da quantidade média consumida), pode-se atribuir esta

discrepância às condições operacionais reinantes em cada corrida.

127

5. Conclusões

Com base nos resultados obtidos ao longo do desenvolvimento deste

trabalho, podemos extrair as seguintes conclusões:

1. Ao se considerar a aglomeração de pó de aciaria para utilização em

processos siderúrgicos e de forma a manter-se a integridade dos

aglomerados nas etapas subsequentes de manuseio e utilização é

imprescindível a estabilização volumétrica do pó de aciaria,

procedendo-se à hidratação da cal virgem contida, quando for o caso.

2. A distribuição granulométrica dos materiais a serem aglomerados

desempenha um papel relevante na resistência mecânica do

aglomerado produzido. Uma distribuição granulométrica mais

equilibrada entre grãos mais grossos e mais finos, tornando a mistura

a ser aglomerada mais densa, contribui para o aumento de resistência

mecânica do aglomerado produzido. Conforme as distribuições

granulométricas apresentadas, a distribuição dos grãos do pó de

aciaria, fração grossa (figura 4.1), cuja curva mais se assemelha à

curva de distribuição normal, se mostra mais adequada à

aglomeração, entre outras razões por permitir uma melhor

acomodação dos grãos. Já a distribuição granulométrica do pó de

aciaria, fração fina (figura 4.2), se mostra menos suscetível à

aglomeração, por ser menos densa e com grande concentração de

grãos na fração abaixo de 45 µm.

3. Foi constatado que os aglomerados produzidos com cimento

adquirem resistência mecânica continuamente ao longo de 28 dias,

elevando-se de 3 a 5 vezes em relação ao primeiro dia de cura,

conforme preconizado nos manuais de utilização de cimento.

Exemplificando, para a receita contendo 50% de pó de aciaria,

128

fração grossa, com 6% de cimento e 6% de água, a resistência à

compressão da pastilha elevou-se de 7,8 kgf no primeiro dia até 27,3

kgf no 28º dia, aumento de 3,5 vezes.

4. Foi constatado que o sistema melaço e cal adquire resistência

mecânica continuamente ao longo de 18 dias, sendo que em alguns

casos a resistência decresce após 18 dias. A elevação de resistência

desde o primeiro dia até o 18º dia é da ordem de 3 a 4 vezes.

Exemplificando, para a receita contendo 50% de pó de aciaria,

fração grossa, com 4% de melaço e 4% de água, a resistência à

compressão da pastilha elevou-se de 8,1 kgf no primeiro dia até 29,0

kgf no 18º dia, aumento de 3,6 vezes.

5. Foi constatado que o sistema de aglomeração melaço e cal pode ser

tão ou mais eficiente que o cimento, tendo como vantagem, no caso

de aplicações em reatores siderúrgicos, a ausência do incremento na

quantidade de escória a ser gerada, em função dos constituintes do

cimento.

6. Comparando-se os aglomerantes utilizados, na condição mais

otimizada, com cimento (6%) e melaço (4%) no máximo, água no

máximo e fração grossa de pó de aciaria no máximo, constatou-se

que o melaço é mais eficiente que o cimento desde os primeiros dias

até o 18º dia de cura, sendo que os aglomerantes passam a se

equivaler em desempenho quando se atingem 28 dias de cura. Deve-

se ressaltar que o melhor resultado geral foi obtido com o melaço

aos 18 dias de cura.

7. A quantidade de água utilizada no processo de aglomeração também

desempenha um importante papel, devendo ser bem avaliada para

que se obtenha resultados otimizados de resistência mecânica dos

aglomerados produzidos. Com base nos resultados obtidos neste

trabalho, sugerimos a adoção de teores equivalentes de aglomerante

e água e, adicionalmente, no caso do cimento, a adição de 50% de

129

água de hidratação (relação água/cimento = 0,5) e de 70% de água

de diluição para o melaço (relação água/melaço = 0,7).

8. O cálculo teórico do poder refrigerante dos aglomerados ferrosos

realizado neste trabalho mostrou-se compatível com os dados

operacionais de uma aciaria LD, assim como com dados obtidos na

literatura técnica, podendo ser utilizado para a previsão do poder

refrigerante de aglomerados produzidos a partir de coprodutos

siderúrgicos. Com base nos cálculos realizados neste trabalho, e

considerando as premissas adotadas, obtivemos um poder de

refrigeração de 616 kcal/kg de briquetes de pó de aciaria contendo

cerca de 50% de ferro total. Para pelotas de minério de ferro com

cerca de 63% de ferro total obtivemos um poder refrigerante de 950

kcal/kg. Isto significa que é necessário a adição de cerca de 1,5

toneladas de briquetes para cada tonelada de pelota de minério de

ferro, para se obter o mesmo efeito refrigerante. Considerando que a

sucata tem um poder refrigerante de 340 kcal/kg, o poder

refrigerante dos briquetes é 1,8 vezes superior ao da sucata e o poder

refrigerante das pelotas é 2,8 vezes superior ao da sucata.

130

6. Recomendações

Com base nos resultados obtidos ao longo do desenvolvimento deste

trabalho, podemos sugerir os seguintes trabalhos futuros:

1. Recomenda-se a continuidade deste trabalho, associando-se os

aglomerantes utilizados, cimento e melaço, a fim de se verificar se sua

atuação conjunta potencializa os resultados de resistência mecânica

dos aglomerados produzidos.

2. Recomenda-se a realização de ensaios adicionais com teores mais

elevados de melaço a fim de se verificar se haverá incremento na

resistência mecânica dos aglomerados produzidos.

3. Recomenda-se o desenvolvimento de novos trabalhos utilizando-se

outros tipos de aglomerantes, a fim de compará-los com os

aglomerantes utilizados neste trabalho.

4. Recomenda-se o desenvolvimento de aglomerados autorredutores para

utilização em novas rotas tecnológicas, tais como o processo

TECNORED, ou mesmo visando o aumento do rendimento metálico

do aglomerado quando utilizado em conversores LD.

5. Recomenda-se a produção de aglomerados em escala piloto e semi-

industrial, utilizando-se pressões mais elevadas e geometria diversa da

utilizada neste trabalho, a fim de se avaliar o efeito do aumento de

pressão e também da alteração da geometria nas propriedades

mecânicas dos aglomerados produzidos.

131

6. Por fim, esclarecemos que em continuidade a este trabalho já está

sendo desenvolvida uma tese de doutorado no Departamento de

Engenharia Química e de Materiais (DEQM) da PUC-Rio.

132

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