7 Resultados e discussão

(1)

133

7 Resultados e discussão

7.1

Operação do modelo passo-a-passo

A operação do modelo termoquímico do processo Tecnored™, envolve as seguintes etapas principais:

a) Verificar e/ou atualizar o banco de dados de matérias-primas para o caso desejado;

b) Definir parâmetros de preparação do aglomerado (relação C/O, basicidade binária do aglomerado, teor de ligante e umidade final); c) Acessar e escolher no banco de dados as matérias-primas constituintes

do aglomerado;

d) Efetuar cálculo da composição do aglomerado através de botão específico;

e) Acessar e escolher no banco de dados as matérias-primas a serem utilizadas como combustível e booster;

f) Checar e/ou escolher os parâmetros gerais do modelo mostrados na planilha principal (Main Screen);

g) Escolher a opção para fechamento do balanço de energia (ver seção 6.3);

h) Rodar modelo;

i) Verificar resultados obtidos e, se for o caso, efetuar ajustes necessários, retornando a um dos passos acima.

Para melhor entendimento da operação e dos resultados obtidos pelo modelo, a seguir é apresentada a simulação de um Caso Base, mostrando detalhadamente cada etapa do processo.

(2)

7.2

Construção Caso Base

7.2.1

Balanço de massa global

Conforme explicado anteriormente, a primeira etapa do modelo envolve o cálculo do balanço de massa global, considerando os diferentes fluxos de entrada e saída, políticas de cálculo e parâmetros de ajuste diversos. Para isso é necessário a definição das várias matérias-primas, variáveis de sopro e outros parâmetros de processo, conforme mostrado adiante.

7.2.1.1

Aglomerado auto-redutor

Para a simulação do Caso Base foi preparado um aglomerado auto-redutor contendo minério com 66% de teor de ferro total (unidade de ferro) e finos de coque Chinês metalúrgico como redutor, segundo as composições mostradas na figura 68.

Figura 68 – Resumo da composição química das unidades de ferro e carbono usadas no Caso Base. SELF-REDUCING AGGLOMERATE CONSTITUENTS ( WET BASIS )

1 - Iron Unit 1: 5 - Carbon Unit 1:

Composition %( a.r. ) Composition %( d.b. ) Mass flow ( t ) Composition %( a.r. ) Composition %( d.b. ) Mass flow ( t ) Fe2O3 93.00% 93.00% 930.0000 0.00% 0.0000 Fe3O4 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 FeO 1.50% 1.50% 15.0000 1.86% 2.00% 4.6380 C 0.00% 0.0000 79.70% 85.70% 198.7387 SiO2 2.00% 2.00% 20.0000 4.65% 5.00% 11.5950 Al2O3 0.30% 0.30% 3.0000 3.26% 3.50% 8.1165 CaO 0.05% 0.05% 0.5000 0.00% 0.0000 MgO 0.02% 0.02% 0.2000 0.00% 0.0000 MgCO3 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 MnO2 0.89% 0.89% 8.9000 0.00% 0.0000 S 0.00% 0.0000 0.93% 1.00% 2.3190 P2O5 0.12% 0.12% 1.2000 0.00% 0.0000 H2 0.00% 0.0000 0.37% 0.40% 0.9276 CO 0.00% 0.0000 0.93% 1.00% 2.3190 CH4 0.00% 0.0000 0.23% 0.25% 0.5798 N2 0.00% 0.0000 0.14% 0.15% 0.3479 Na2O 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 K2O 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 H2O 2.12% 2.12% 21.2000 0.93% 1.00% 2.3190 Others 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 Moisture 0.00% 0.0000 7.00% 17.4549 Dry Basis 100.00% 1000.0000 100.00% 231.9004 Wet Basis ( t ) 100.00% 1000.0000 100.00% 249.3553 Chin.Coke PFF 66%

(3)

135

Foi considerada uma relação CO/CO2 dos produtos gasosos da

auto-redução igual a 4 devido ao uso de finos de coque Chinês metalúrgico como agente redutor.

Como agentes fluxantes e ligantes foram utilizados finos de calcário e um ligante orgânico, apresentando composição química mostrada na figura 69.

Figura 69 - Composição química do fluxante e ligante

Nota: As figuras 68 e 69 acima foram reduzidas para melhorar a visualização, sendo que a planilha original do modelo apresenta uma série de outras espécies químicas.

Em seguida escolheram-se os parâmetros de cálculo do aglomerado, de acordo com os seguintes valores:

• Relação C/O = 0,70

• IB2 (CaO/SiO2) do aglomerado= 1,2

• Teor de ligante = 1% • Teor de umidade final = 1%

A composição final do aglomerado foi então calculada pela rotina de cálculo específica e apresentou os valores mostrados na figura 70.

SELF-REDUCING AGGLOMERATE CONSTITUENTS ( WET BASIS )

7 - Flux: 8 - Binder:

Composition

%( a.r. ) Composition%( d.b. ) Mass flow ( t ) Composition%( a.r. ) Composition%( d.b. ) Mass flow ( t )

Fe2O3 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 Fe3O4 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 FeO 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 C 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 SiO2 4.77% 4.77% 3.9536 0.50% 0.50% 0.0664 Al2O3 3.01% 3.01% 2.4948 0.00% 0.0000 CaO 50.96% 50.96% 42.2380 0.00% 0.0000 MgO 0.58% 0.58% 0.4807 0.00% 0.0000 MgCO3 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 MnO2 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 S 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 P2O5 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 H2 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 CO2 40.68% 40.68% 33.7175 80.00% 80.00% 10.6245 CO 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 CH4 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 N2 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 Na2O 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 K2O 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 H2O 0.00% 0.0000 19.50% 19.50% 2.5897 Others 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 Moisture 0.0000 0.0000 Dry Basis 100.00% 82.8847 100.00% 13.2807 Wet Basis ( t ) 100.00% 82.8847 100.00% 13.2807

Limestone Organic Binder

(4)

Figura 70 - Composição final do aglomerado calculado para o Caso Base

Adicionalmente, o modelo calcula automaticamente a composição do aglomerado em função das umidades desejadas para aglomeração (8% no Caso Base) e umidade final após processo de secagem (1% no Caso Base).

Final Agglomerate's Chemical Composition

Dry Basis Wet Basis Mass Flow Mass Flow Molar Flow t t / t Aggl molkg / tAggl

Fe2O3 70.03% 69.33% 930.0000 0.6933 4.3413 Fe3O4 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 FeO 1.48% 1.46% 19.6380 0.0146 0.2038 Fe 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 C 14.96% 14.81% 198.7387 0.1481 12.3344 FeS 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 SiO2 2.68% 2.65% 35.6150 0.0265 0.4419 Al2O3 1.02% 1.01% 13.6113 0.0101 0.0995 CaO 3.22% 3.19% 42.7380 0.0319 0.5681 MgO 0.05% 0.05% 0.6807 0.0005 0.0126 MgCO3 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 MnO2 0.67% 0.66% 8.9000 0.0066 0.0763 MnO 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 CaCO3 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 ZnO 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 H2S 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 S 0.17% 0.17% 2.3190 0.0017 0.0539 P2O5 0.09% 0.09% 1.2000 0.0009 0.0063 P 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 TiO2 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 PbO 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 CdO 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 Cr2O3 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 Cr 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 H2 0.07% 0.07% 0.9276 0.0007 0.3430 CO2 3.34% 3.31% 44.3420 0.0331 0.7511 CO 0.17% 0.17% 2.3190 0.0017 0.0617 CH4 0.04% 0.04% 0.5798 0.0004 0.0269 N2 0.03% 0.03% 0.3479 0.0003 0.0093 O2 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 NOx 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 SOy 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 Na2O 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 K2O 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 H2O 1.97% 1.95% 26.1087 0.0195 1.0803 Others 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 Moisture 1.00% 13.4148 0.0100 0.5551 Total: 100.00% 100.00% 1341.48 1.00 20.9655

FeTOT = 50.13% Wet Basis

FeTOT = 49.63% Dry Basis

T Aggl = 27.00 °C ( 300 K / 80.6 °F ) %

(5)

137

Por exemplo, para o Caso Base a umidade das matérias-primas não é suficiente para atingir a umidade desejada para a mistura antes da aglomeração (8%) e por isso o modelo indica a necessidade de adição de água da ordem de 67,03 kg/tAgg.

Figura 71 – Composição do aglomerado em função da umidade da mistura

7.2.1.2

Boosters S/H e combustível sólido

O Caso Base foi simulado utilizando coque Chinês metalúrgico como combustível e booster, com a mesma composição e umidade do redutor, mostrados anteriormente na figura 68. Foi considerada uma relação CO/CO2 no

topo da cuba inferior igual a 4, devido ao uso de coque Chinês como combustível.

7.2.1.3

Sopro primário (V1) e secundário (V2)

Para o Caso Base foi utilizado ar pré-aquecido (850°C) no sopro primário e à temperatura ambiente (35°C) para o sopro secundário, ambos sem enriquecimento com oxigênio e com teor de umidade da ordem de 2,47% em volume (15,94 gH2O/kg de ar). Vale a pena ressaltar que o modelo possui uma

sub-rotina de cálculo para determinar a umidade contida no sopro, em função da temperatura e da umidade relativa locais, a pressão de 1 atm.

w.b. ( % ) kg / t Agg kg / tHM 1 PFF 66% 69.34% 693.39 1327.88 2BLANK 0.00% 0.00 0.00 3BLANK 0.00% 0.00 0.00 4BLANK 0.00% 0.00 0.00 5 Chin.Coke 17.29% 172.90 331.11 6BLANK 0.00% 0.00 0.00 7 Limestone 5.75% 57.47 110.06 8 Organic Binder 0.92% 9.21 17.64 9 WATER 6.70% 67.03 128.36 100.00% 1000.00 1915.05 Aimed Moisture 8.00%

Mixture - Wet Basis ( includes water addition for agglomeration )

(6)

7.2.1.4

Outros agentes, material erodido e acumulado

Não foi considerada a inclusão de outros agentes na carga do Caso Base, assim como não foram contabilizadas contribuições de espécies químicas oriundas do revestimento refratário ou acúmulo de materiais no mesmo.

7.2.1.5

Resultado do balanço de massa global

Com todas as entradas definidas, o modelo calcula em função dos parâmetros de ajuste selecionados o balanço de massa global, tendo como responsável pelo fechamento do balanço a quantidade de combustível sólido utilizada. Para o Caso Base, o balanço de massa global forneceu os seguintes resultados (base úmida):

Entradas

Descrição kg/tgusa Observações

Aglomerado auto-redutor 1915 1% umidade

Booster H. + S. 93 Coque metalúrgico (7% umidade)

Combustível 278 Coque metalúrgico (7% umidade)

Sopro primário (V1) 1275 77,05% N2, 20,48% O2, 2,47% H2O Sopro secundário (V2) 1035 77,05% N2, 20,48% O2, 2,47% H2O Outros 0 Erodido 0 Total 4596 Saídas

Descrição kg/tgusa Observações

Gusa 1000

Escória 160 IB2 = 1,06

Gás de topo 3423

Poeira de topo 13 80% aglom. / 20% booster

Acumulado 0

Total 4596

A figura 72 mostra a composição dos fluxos de saída principais.

(7)

139

Figura 72 – Planilha original do modelo mostrando as saídas calculadas pelo balanço de massa global (tabela editada para efeitos de visualização) TOP DUST Aggl contrb 0.800 Booster contrb 0.200 Composition % Mass flow ( t / tAggl ) Molecular mass ( molg ) Molar flow ( molkg / tAggl ) Composition % Mass flow ( t / tAggl ) Molar flow ( molkg / tAggl ) Composition % Mass flow ( Nm3 _{/ t} Aggl ) Mass flow ( t / tAggl ) Molar flow ( molkg / tAggl ) Composition % Mass flow ( t / tAggl ) Molar flow ( molkg / tAggl ) Fe2O3 0.00% 56.71% 0.0039 0.0243 Fe3O4 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 FeO 0.38% 0.0003 0.0044 0.00% 1.58% 0.0001 0.0015 Feo _94.99% _0.4960 _8.8819 _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.00% _0.0000 _0.0000 C 4.00% 0.0209 1.7390 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 28.42% 0.0019 0.1617 FeS 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 SiO2 35.69% 0.0297 0.4951 0.00% 3.12% 0.0002 0.0036 Al2O3 19.61% 0.0163 0.1603 0.00% 1.50% 0.0001 0.0010 CaO 32.12% 0.0268 0.4775 0.00% 2.61% 0.0002 0.0032 CaS 72.14 7.57% 0.0063 0.0874 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 MgO 0.61% 0.0005 0.0125 0.00% 0.04% 0.0000 0.0001 MgCO3 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 MnO2 0.00% 0.54% 0.0000 0.0004 MnO 4.03% 0.0034 0.0474 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 CaCO3 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 ZnO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 S 0.13% 0.0007 0.0219 0.00% 0.33% 0.0000 0.0007 P2O5 0.00% 0.07% 0.0000 0.0000 P 0.07% 0.0004 0.0125 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 TiO2 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 H2 2.68% 36.6657 0.0033 1.6357 0.13% 0.0000 0.0045 CO2 15.16% 207.2681 0.4069 9.2466 2.70% 0.0002 0.0042 CO 24.46% 334.4466 0.4179 14.9202 0.33% 0.0000 0.0008 CH4 0.06% 0.8003 0.0006 0.0357 0.08% 0.0000 0.0004 N2 0.00% 0.0000 53.34% 729.2146 0.9113 32.5314 0.05% 0.0000 0.0001 O2 0.00% 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 NOx 0.00% 0.0127 0.0000 0.0006 0.00% 0.0000 0.0000 SOy 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 H2O 4.30% 58.7185 0.0472 2.6195 1.78% 0.0001 0.0068 Others 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.00% 0.0000 0.0000 Sio _0.50% _0.0026 _28.09 _0.0930 _0.00% Mno _0.30% _0.0016 _54.94 _0.0285 _0.00%

Total 100.00% mass flow_{( t / t}

Aggl ) 0.5222 0.5222 100.00% mass flow ( t / tAggl ) 0.0834 100.00% mass flow ( Nm3_{/ t} aggl ) 1367.13 1367.1265 100.00% mass flow ( t / taggl ) 0.0068 1400.00o_C _1450.00o_C 1673 K / 2552 °F o_C 623 K / 662 °F TOP GAS

HOT METAL SLAG

Temperature

1723 K / 2642 °F

350.00

(8)

Conforme falado anteriormente, o modelo apresenta uma planilha elementar (C, H, O, N, Na, Si, etc.) detalhada de checagem de todas as espécies químicas, garantindo assim que não existe violação do balanço global, conforme mostrado na figura 73 para os elementos ferro, carbono, oxigênio e nitrogênio.

Figura 73 – Planilha de checagem do balanço elementar de massa (editada para efeitos de visualização)

7.2.2

Balanço de massa estagiado

Conforme já explicado anteriormente, a construção do balanço estagiado envolve a divisão do reator em 3 zonas principais: Cuba Superior (SRZ), Zona de Amolecimento e Fusão (SMZ) e Cuba Inferior (DHZ).

Para cada uma destas zonas o balanço de massa é calculado individualmente, desta maneira permitindo uma análise pontual dos fluxos e transformações ocorrendo em cada região do forno, incluindo as respectivas interfaces. Os fluxos intermediários entre as zonas sempre obedecem ao balanço global, ou seja, não são permitidas quaisquer mudanças no fluxo global. Adicionalmente, o modelo faz um controle do balanço das espécies químicas presentes nos fluxos da região além de um balanço de massa elementar.

A título de exemplo é mostrado o balanço de massa da região da cuba inferior (DHZ) para o Caso Base, com os fluxos provenientes da e para a zona de fusão e amolecimento (SMZ).

ELEMENTAR GLOBAL MASS BALANCE 0 0

IN OUT IN OUT IN OUT IN OUT

Q1 Agglomerate 8.8863 13.1741 18.3740 0.0185 Q2 Booster Hood 0.0100 2.5869 0.2902 0.0039 Q3 Booster Shaft 0.0025 0.6467 0.0726 0.0010 Q4 V2 0.0000 0.0000 8.2136 29.1435 Q5 Fuel 0.0376 9.7008 1.0884 0.0145 Q6 V1 0.0000 0.0000 10.1129 35.8824 Q7 Other Agent 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 − Q8Accumulated 0.0000 0.0000 Q8 Top Gas 0.0000 24.2025 36.0340 65.0634 Q9 Top Dust 0.0500 0.1671 0.1047 0.0002 Q10 Slag 0.0044 0.0000 2.0130 0.0000 Q11 Hot Metal 8.8819 1.7390 0.0000 0.0000 − Q12Eroded 0.0000 ∆ = 0.10% ( tolerance ) ( molkg / t Aggl ) TOTALS ( molkg / t Aggl ) In p u ts

OK !

38.1516 Nitrogen (N) Iron (Fe) Out p ut s

Carbon (C) Oxygen (O)

( molkg / t Aggl ) ( molkg / t Aggl )

8.9364 8.9364 26.1085 38.1516 65.0637 65.0637

0.0000%

26.1085

0.0000% 0.0000% 0.0000%

(9)

141

Entradas na DHZ

Solid Fuel V1 Primary Slag from SMZ Primary Metal from SMZ Boosters from SMZ

Wet Basis Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Molar Flow % t / t Aggl molkg / tAggl % Nm3 / t Aggl t / t Aggl molkg / tAggl % t / t Aggl molkg / tAggl % t / t Aggl molkg / tAggl % t / t Aggl molkg / tAggl

Fe2O3 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Fe3O4 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 FeO 1.86% 0.0027 0.0376 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 44.52% 0.0635 0.8837 0.00% 0.0000 0.0000 7.59% 0.0009 0.0122 Fe 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 97.95% 0.4441 7.9529 0.00% 0.0000 0.0000 C 79.70% 0.1157 9.6316 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 2.07% 0.0029 0.2454 2.05% 0.0093 0.7751 56.26% 0.0065 0.5390 FeS 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 SiO2 4.65% 0.0067 0.1123 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 18.51% 0.0264 0.4394 0.00% 0.0000 0.0000 18.99% 0.0022 0.0364 Al2O3 3.26% 0.0047 0.0463 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 7.08% 0.0101 0.0990 0.00% 0.0000 0.0000 13.29% 0.0015 0.0150 CaO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 22.22% 0.0317 0.5650 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CaS 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 MgO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.35% 0.0005 0.0125 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 MgCO3 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 MnO2 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 MnO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 3.78% 0.0054 0.0759 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CaCO3 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 ZnO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 H2S 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 S 0.93% 0.0013 0.0421 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 1.20% 0.0017 0.0534 0.00% 0.0000 0.0000 3.87% 0.0004 0.0139 P2O5 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 P 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.27% 0.0004 0.0125 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 TiO2 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 PbO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CdO 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Cr2O3 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Cr 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 H2 0.37% 0.0005 0.2679 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CO2 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CO 0.93% 0.0013 0.0482 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 CH4 0.23% 0.0003 0.0210 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 N2 0.14% 0.0002 0.0072 77.05% 402.1641 0.5026 17.9412 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 O2 0.00% 0.0000 0.0000 20.48% 106.9044 0.1526 4.7692 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 NOx 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 H2O 0.93% 0.0013 0.0749 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Others 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Sio _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 Mno _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 Tio _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 _0.00% _0.0000 _0.0000 TiCn 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Moisture 7.00% 0.0102 0.5640 2.47% 12.8784 0.0104 0.5745 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 0.00% 0.0000 0.0000 Total: 100% 0.15 100% 521.95 0.6655 100% 0.143 100% 0.45 100% 0.01

(10)

Saídas da DHZ

SF's Upstream elements Process Gas to SMZ Hot Metal Slag

Wet Basis Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Molar Flow Wet Basis Mass Flow Molar Flow % t / t Aggl molkg / tAggl % Nm3 / t Aggl t / t Aggl molkg / tAggl % t / t Aggl molkg / tAggl % t / t Aggl molkg / tAggl

(11)

143

7.2.3

Balanço global de energia

A partir do cálculo do balanço global de massa, o balanço global de energia pode ser construído, levando em conta todos os processos químicos globais envolvidos, fluxos globais e suas respectivas temperaturas.

No modelo termoquímico construído, o balanço global de energia é calculado zerando o balanço do somatório das entalpias negativas com as entalpias positivas (incluindo perdas), para uma determinada condição objetivada de temperatura de gás de topo ou consumo total de combustível (fuel-rate). Como exemplo, para o Caso Base, foi definida a temperatura de gás de topo como sendo 350°C e o modelo calculou o fuel-rate correspondente.

A figura 74 mostra o balanço global de energia do Caso Base em unidades de energia (GJ) por tonelada de metal produzida.

Figura 74 – Balanço global de energia

Nota: Por ser importante para a economicidade do processo, o poder calorífico do gás de topo pode ser calculado pelo software em função da sua composição química tal qual na saída do forno ou em condições de menores teores de umidade. Esta ferramenta facilita a tomada de decisão quanto ao investimento em sistemas de abaixamento do teor de H2O do gás de topo através da condensação por abaixamento de temperatura, desta maneira resultando em um gás de topo com maior poder calorífico.

INPUTS OUTPUTS

Sensible heat of V1 + V2 1.17 5.95 Chemical reactions / transformations Primary combustion 2.34 1.24 Hot metal sensible heat

Secondary combustion 3.79 0.23 Slag sensible heat Exothermic reactions 1.82 1.24 Top gas sensible heat

0.00 Top dust sensible heat 0.45 Heat losses

Total 9.12 9.12

ENERGY BALANCE

GJ / t HM

(12)

7.2.4

Resultados da simulação Caso Base

A figura 75 mostra esquematicamente os resultados gerados pelo modelo para o Caso Base.

Figura 75 – Resultados da simulação do Caso Base

Aglomerado Gás de topo

0.7 C/O 350 °C

27 °C 2618 Nm3_/t

gusa

1915 kg/tgusa 812 PCI (kcal/Nm3)

Booster H/S Poeira de topo

27 °C 13 kg/tgusa 93 kg/tgusa Agente extra 27 °C 0 kg/tgusa V2 35 °C 812 Nm3_/t gusa 2.47% % H2O 1150 °C 1432 °C 1402 °C 1709 °C Combustível 27 °C 278 kg/tgusa 80% % CF "Fuel-Rate" Escória 2% % M.V. _{370 kg/t_gusa} 1450 °C 11% % Cinzas 160 kg/tgusa 7% % H2O 1.06 IB2 V1 Gusa 850 °C 1400 °C 999 Nm3_/t

gusa 0 kg/tgusa 1000 kg/tgusa

2.47% % H2O

0 kg/tgusa

(13)

145

7.3

Casos comparativos

Para efeito de apresentar o potencial do modelo como ferramenta de análise do processo foram preparados alguns casos de simulação da operação do reator Tecnored™ operando com diferentes tipos de matérias-primas e condições operacionais. A Tabela 13 a seguir mostra resumidamente as características dos exemplos mostrados adiante.

Tabela 13 – Casos comparativos de análise

Caso Unidade Fe Redutor Combustível

Base Minério Fe Coque Chinês Coque Chinês

1 Minério Fe Coque Verde de Petróleo Coque Verde de Petróleo

2 Minério Fe Coque Verde de Petróleo Coque Chinês

3 Minério Fe Coque Chinês Coque Verde de Petróleo

4 Mix resíduos Coque Verde de Petróleo Coque Verde de Petróleo

Para facilitar a comparação, algumas características foram fixadas para as várias simulações:

a) Relação C/O : 0,7

b) Agente ligante : ligante orgânico (1% em base seca) c) Teor de umidade final do aglomerado : 1%

d) Basicidade binária da escória : 1,0 ≤ IB2 ≤ 1,1

e) Temperatura sopro primário (V1) : 850°C f) Temperatura sopro secundário (V2) : 35°C g) Temperatura dos gases de topo : 350°C h) Umidade combustível e booster : 7%

i) Perdas térmicas iguais a 5% das entalpias positivas por região

j) Para as simulações usando coque Chinês como combustível os teores de Si e Mn do metal foram iguais a 0,5% e 0,3%, respectivamente. Nas simulações com CVP como combustível estes teores mudaram para 0,3% e 0,2% devido ao baixo teor de cinzas no combustível e maior reatividade do mesmo.

Em seguida são apresentados os resultados das simulações dos casos comparativos descritos acima.

(14)

7.3.1

Caso 1 : PFF + CVP + CVP

• Unidade de ferro: Minério ferro tipo PFF

• Agente redutor: Finos de coque verde de petróleo (CVP) • Combustível: Coque verde de petróleo (CVP)

Esta simulação foi realizada com o intuito de verificar o efeito da utilização de um agente redutor e combustível mais reativos ao CO2 que o coque

Chinês utilizado no caso base. Assim, as relações CO/CO2 no topo da cuba

inferior (DHZ) e dos produtos gasosos das reações de redução do aglomerado foram consideradas 50% maiores em relação ao caso base (CO/CO2 = 6 versus 4

do caso base). Os demais parâmetros foram mantidos.

A figura 76 apresenta os resultados gerados pelo modelo para o caso 1.

Figura 76 – Resultados simulação caso 1 (PFF+CVP+CVP)

0.7 C/O 350 °C

27 °C 3190 Nm3_/t

gusa

27 °C 16 kg/tgusa 86 kg/tgusa Agente extra 27 °C 0 kg/tgusa V2 35 °C 1106 Nm3_/t gusa 2.47% % H2O 1150 °C 1212 °C 1406 °C 1460 °C Combustível 27 °C 258 kg/tgusa 81% % CF "Fuel-Rate" Escória 11% % M.V. _{343 kg/t_gusa} 1450 °C 1% % Cinzas 70 kg/tgusa 7% % H2O 1.05 IB2 V1 Gusa 850 °C 1400 °C 903 Nm3_/t

gusa 0 kg/tgusa 1000 kg/tgusa

2.47% % H2O

0 kg/tgusa

(15)

147

7.3.2

Caso 2 : PFF + CVP + Coque Chinês

• Unidade de ferro: Minério ferro tipo PFF

• Agente redutor: Finos de coque verde de petróleo (CVP) • Combustível: Coque Chinês

Esta simulação foi realizada alterando apenas a reatividade do agente redutor em relação ao caso base, mantendo-se o mesmo combustível. Com isso, a relação CO/CO2 dos produtos gasosos das reações de redução é 50% maior que no

caso base (CO/CO2 = 6 versus 4). Os demais parâmetros foram mantidos.

Figura 77 – Resultados simulação caso 2 (PFF+CVP+Coque Chinês)

0.7 C/O 350 °C

27 °C 2966 Nm3_/t

gusa

27 °C 15 kg/tgusa 98 kg/tgusa Agente extra 27 °C 0 kg/tgusa V2 35 °C 863 Nm3_/t gusa 2.47% % H2O 1150 °C 1474 °C 1413 °C 1713 °C Combustível 27 °C 294 kg/tgusa 80% % CF "Fuel-Rate" Escória 2% % M.V. _{391 kg/t_gusa} 1450 °C 11% % Cinzas 111 kg/tgusa 7% % H2O 1.02 IB2 V1 Gusa 850 °C 1400 °C 1072 Nm3_/t

gusa 0 kg/tgusa 1000 kg/tgusa

2.47% % H2O

0 kg/tgusa

(16)

7.3.3

Caso 3 : PFF + Coque chinês + CVP

• Unidade de ferro: Minério ferro tipo PFF • Agente redutor: Finos de coque Chinês

• Combustível: Coque Verde de Petróleo (CVP)

Contrariamente ao caso 2 anterior, nesta simulação apenas a reatividade do combustível foi aumentada em relação ao caso base. Com isso, a relação CO/CO2

no topo da cuba inferior (DHZ) é 50% maior em relação ao caso base (CO/CO2 =

6 versus 4 do caso base). Os demais parâmetros foram mantidos.

Figura 78 – Resultados simulação caso 3 (PFF + Coque Chinês + CVP)

0.7 C/O 350 °C

27 °C 2902 Nm3_/t

gusa

27 °C 15 kg/tgusa 84 kg/tgusa Agente extra 27 °C 0 kg/tgusa V2 35 °C 1079 Nm3/tgusa 2.47% % H2O 1150 °C 1163 °C 1405 °C 1439 °C Combustível 27 °C 253 kg/tgusa 81% % CF "Fuel-Rate" Escória 11% % M.V. _{337 kg/t_gusa} 1450 °C 1% % Cinzas 109 kg/tgusa 7% % H2O 1.07 IB2 V1 Gusa 850 °C 1400 °C 865 Nm3_/t

2.47% % H2O

0 kg/tgusa

(17)

149

7.3.4

Caso 4 : Mix de resíduos + CVP

• Unidade de ferro: Mix de resíduos siderúrgicos

• Agente redutor: Não necessário (carbono contido no mix de resíduos) • Combustível: Coque Verde de Petróleo (CVP)

No caso 4 foi simulada a operação do forno utilizando resíduos siderúrgicos como carga. Os resíduos foram calculados a partir de um mix de resíduos típicos de usinas integradas, conforme mostrado na tabela 14 abaixo.

Tabela 14 – Composição química típica dos resíduos considerados no caso 4

1 Finos de Coque 2 Finos de Pelota 3 Finos Metálicos 4 Pó de AF (Flue Dust) 5 Carepa 6 Óxidos de Aciaria Composição Final Fe total 1,48% 60,51% 52,02% 17,88% 71,94% 55,67% 46,99% Fe2O3 0,00% 86,44% 19,10% 25,55% 16,33% 46,10% 50,44% “FeO” 1,90% 0,00% 19,45% 0,00% 77,80% 22,26% 9,58% Femet 0,00% 0,00% 23,52% 0,00% 0,00% 6,09% 4,26% C 87,00% 1,61% 3,03% 57,11% 0,95% 1,55% 12,30% SiO2 6,00% 5,52% 7,07% 4,96% 1,29% 1,86% 7,19% Al2O3 4,00% 0,53% 2,27% 2,06% 0,48% 0,40% 3,36% MnO 0,01% 0,60% 2,28% 0,75% 0,63% 1,64% 1% MgO 0,10% 1,12% 5,01% 2,57% 0,20% 3,83% 2,17% CaO 0,10% 3,63% 17,39% 6,12% 1,76% 10,91% 7,35% S 0,63% 0,05% 0,30% 0,49% 0,03% 0,12% 0,26% P2O5 0,02% 0,05% 0,16% 0,06% 0,03% 0,09% 0,89% ZnO 0,01% 0,01% 0,02% 0,01% 0,02% 3,75% 1,2%

Como o mix de resíduos escolhido apresenta carbono suficiente para atender às demandas químicas das reações de redução, nenhum tipo de agente redutor adicional foi introduzido, ou seja, todo o carbono redutor é fornecido pelo mix de resíduos utilizados. Por conta disso, foi considerada uma relação CO/CO2

dos gases da redução igual ao Caso Base (CO/CO2 = 4) que utiliza finos de Coque

Chinês como agente redutor (menor reatividade ao CO2 em relação ao CVP).

Além disso, devido à presença de óxido de zinco recomendar-se-ia uma operação com temperatura de topo ligeiramente maior, da ordem de 450°C para evitar formação de cascões de zinco na cuba superior do forno. Todavia, para

(18)

obedecer ao critério proposto, a simulação foi realizada com a temperatura mantida em 350°C.

A figura 79 abaixo apresenta os resultados gerados pelo modelo para o caso 4.

Figura 79 – Resultados simulação caso 4 (Mix de resíduos + CVP)

0.7 C/O 350 °C

27 °C 3116 Nm3_/t

gusa

27 °C 39 kg/tgusa 112 kg/tgusa Agente extra 27 °C 0 kg/tgusa V2 35 °C 900 Nm3_/t gusa 2.47% % H2O 1150 °C 1233 °C 1409 °C 1633 °C Combustível 27 °C 335 kg/tgusa 81% % CF "Fuel-Rate" Escória 11% % M.V. 446 kg/t_gusa 1450 °C 1% % Cinzas 420 kg/tgusa 7% % H2O 1.07 IB2 V1 Gusa 850 °C 1400 °C 1186 Nm3_/t

2.47% % H2O

0 kg/tgusa

(19)

151

7.4

Análise dos resultados dos casos simulados

7.4.1

Consumo de aglomerado

Figura 80 – Comparativo de resultados das simulações: uso de aglomerado

A figura 80 acima mostra que o consumo de aglomerados por tonelada de metal produzido variou pouco, entre 1870 e 1915 kg/tgusa, com exceção ao caso 4

onde o uso de um mix de resíduos implicou em menor teor de Fetotal da mistura e

por isso a necessidade de uma maior quantidade de aglomerado para a produção de 1 tonelada de metal (2067 kg/tgusa).

Nos casos usando finos de CVP como redutor (Casos 1 e 2), o alto teor de carbono fixo implica em uma menor quantidade de agente redutor por tonelada de aglomerado, por isso estes casos apresentam as menores relações aglomerado/metal.

Via de regra pode-se afirmar que relações aglomerado/metal menores do que 2 indicam o uso de minérios de alto teor de ferro e/ou de redutores com alto teor de carbono fixo.

Caso Base Caso 1 Caso 2 Caso 3 Caso 4

Casos Simulados

Aglomerado ( kg / t_gusa )

(20)

7.4.2

Consumo total de combustível (fuel-rate)

O consumo total de combustível variou entre 340 e 390 kg/tgusa, novamente

com exceção ao caso 4 (Figura 81). Estes resultados estão de acordo com o esperado, comparando-se com os padrões obtidos em planta piloto.

O menor consumo de CVP quando usado como combustível (Casos 1 e 3) é explicado devido ao seu baixo teor de cinzas (1%) e aproveitamento da energia adicional gerada a partir da queima parcial dos voláteis liberados na região da queima secundária. Já o maior consumo de Coque Chinês quando usado como combustível é devido à maior quantidade de cinzas que são incorporadas à escória na cuba inferior, com respectiva demanda energética.

Como era esperado, o caso 4 apresentou o maior consumo teórico de combustível entre os casos simulados, apesar do uso de CVP como combustível. Isto é explicado pela maior quantidade de ganga no aglomerado (menor teor de ferro), que resultou numa geração de escória alta, da ordem de 420 kg/tgusa.

Figura 81 – Comparativo de resultados das simulações: fuel-rate

Casos Simulados

Fuel‐Rate ( kg / t_gusa )

(21)

153

7.4.3

Geração de escória

Como era esperado, o caso simulado que apresentou a maior geração de escória por tonelada de metal foi o caso 4, devido ao uso de uma carga constituída por resíduos siderúrgicos, implicando em um aglomerado com baixo teor de ferro total e alta ganga.

A menor geração de escória foi a do caso 1 onde CVP foi utilizado como combustível e redutor. Considerando o baixo teor de cinzas do CVP e o alto teor de ferro do minério utilizado (66%), a geração de escória esperada realmente é muito baixa, podendo inclusive causar alguns problema operacionais.

Figura 82 – Comparativo de resultados das simulações: geração de escória

Além da maior geração de escória no caso 4, o uso de resíduos contendo ZnO implica também em maior quantidade de poeira de topo, da ordem de 39 kg/tgusa contra cerca de 14 kg/tgusa dos casos anteriores (Figura 83). Sem

considerar recirculação possível para aumento da concentração, o teor de ZnO esperado na poeira de topo do Caso 4 é da ordem de 55% em massa.

Casos Simulados

Escória ( kg / t_gusa )

(22)

Figura 83 – Comparativo de resultados das simulações: poeira de topo

7.4.4

Sopro primário (V1) e secundário (V2)

O volume de ar soprado na queima primária é diretamente proporcional ao

fuel-rate. Sendo assim, o comportamento relativo entre os casos segue o consumo

de combustível, mostrado na figura 81.

Figura 84 – Comparativo de resultados das simulações: sopro primário

Casos Simulados

V1

( Nm3 / t_gusa )

Casos Simulados

Poeira de Topo ( kg / t_gusa )

(23)

155

Já o volume de ar soprado na queima secundária é função do modelo de sopro e da reatividade do leito (maior ou menor geração de CO). Quanto maior a reatividade do leito ao CO2 maior será a geração de CO e para um mesmo modelo

de sopro, maior será o volume queimado demandando maiores volumes de ar e capacidade do reator de efetuar esta queima. A figura 85 mostra os volumes de ar soprados na queima secundária em todos os casos.

Figura 85 – Comparativo de resultados das simulações: sopro secundário

A capacidade do reator de queimar uma quantidade maior ou menor de gases combustíveis no seu interior tem forte influência, inclusive, no consumo total de combustível, pois parte da energia necessária ao processo pode ser fornecida pela queima secundária. Ou seja, sempre que possível, modelos de sopro maiores do que 1 devem ser praticados.

Nota-se pela figura 85 que os casos 1 e 3 foram os que mais promoveram a queima secundária de gases, pois o CVP utilizado como combustível apresenta alto teor de matéria volátil (12%) que é disponibilizada para queima após desvolatilização interna nos alimentadores laterais.

Interessante ressaltar que o caso 4, apesar de estar usando CVP como combustível, não apresenta altos valores de queima secundária. Isto se deve ao alto teor de ganga (maior geração esperada de escória) que exige o uso de modelos de sopro menores, garantindo assim que a queima primária forneça a energia necessária às regiões DHZ e SMZ. O uso de um menor modelo de sopro é

Casos Simulados

V2

( Nm3 / t_gusa )

(24)

necessário pois, neste modelo termoquímico, os voláteis liberados só são queimados na região da V2, portanto a energia resultante da queima secundária somente pode ser aproveitada na SRZ. Logicamente que o balanço global de energia não detecta deficiências por zonas, sendo que esta tarefa é realizada no modelo através do cálculo das temperaturas de interface. Inviabilidades do tipo “temperatura de sólidos maior do que dos gases na interface DHZ/SMZ” indicam a necessidade de uma redistribuição energética via ajuste de modelo de sopro.

Figura 86 – Comparativo de resultados das simulações: relação V1/V2

A relação entre a queima primária (V1) e queima secundária (V2) indica, portanto, o uso de combustíveis com alto teor de matéria volátil ou a necessidade de maior fuel-rate para atender às demandas energéticas da região da cuba inferior (por exemplo, Caso 4). Por isso, os casos “Base”, “2” e “4” apresentam relação V1/V2 > 1, enquanto os casos 1 e 3 apresentam relação V1/V2 < 1 (Figura 86).

7.4.5

Temperaturas de interface

Com relação às temperaturas de interface, para todos os casos simulados a temperatura de amolecimento da carga foi adotada como sendo 1150°C.

Casos Simulados

V1 / V2

( Nm3 / t_gusa )

(25)

157

Interessante notar o comportamento da temperatura dos gases na interface entre a cuba inferior (DHZ) e a zona de amolecimento e fusão (SMZ), conforme mostrado na figura 87.

Figura 87 – Comparativo de resultados das simulações: Temperatura gás na interface DHZ/SMZ

O gráfico mostra que as temperaturas calculadas do gás na interface DHZ/SMZ para os casos “Base” e “2” são significativamente maiores que os casos “1” e “3”. O motivo é o uso de combustíveis mais reativos ao CO2 (maior

relação CO/CO2) nos casos “1” e “3” comparativamente aos casos “Base” e “2”,

resultando em maior ocorrência da reação endotérmica de gaseificação do carbono e por conseqüência o resfriamento dos gases.

Já o caso 4 apresenta alta temperatura mesmo com o uso de CVP (maior relação CO/CO2), pois neste caso foi adotado um modelo de sopro menor de

maneira a atender à demanda energética das regiões inferiores (DHZ e SMZ) apenas com a queima de carbono de combustível já que a energia da queima da matéria volátil do CVP é disponibilizada, conforme visto anteriormente, apenas à região SRZ.

As temperaturas calculadas de fusão ficaram da ordem de 1400°C, indicando pouca carburação entre os processos de amolecimento e fusão, enquanto que as temperaturas calculadas dos gases na interface SMZ/SRZ seguiram o comportamento das temperaturas dos gases na interface DHZ/SMZ (Figura 88).

Casos Simulados

T gás (SMZ / DHZ) °C

(26)

Figura 88 – Comparativo de resultados das simulações: Temperatura gás na interface DHZ/SMZ

Com isso, a perda de temperatura dos gases na região de amolecimento e fusão (SMZ) ficou praticamente constante e da ordem de 250°C, com exceção ao caso 4 onde a maior quantidade de ganga demandou aporte térmico elevado para fusão e formação da escória primária.

Figura 89 – Comparativo de resultados das simulações: Diferença de temperatura dos gases entre as interfaces DHZ/SMZ e SMZ/DRZ

Casos Simulados

T gás (SRZ / SMZ) °C

Casos Simulados

Delta gás °C