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Universidade Federal de Ouro Preto Programa de Pós-Graduação e
Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental Mestrado em Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental
Arnaldo Abranches Mota Batista
UTILIZAÇÃO DO GÁS DE ALTO-FORNO PARA PRODUÇÃO
DE ENERGIA NA INDÚSTRIA SIDERÚRGICA DE MINAS
GERAIS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental, Universidade Federal de Ouro Preto, como parte dos requisitos necessários para a obtenção do título: “Mestre em Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental – Área de Concentração: Ambientometria”
Orientador: Prof. Dr. Maurício Xavier Coutrim
Ouro Preto, MG
2009
ii
Catalogação: [email protected]
B333u Batista, Arnaldo Abranches Mota.
Utilização do gás de alto-forno para produção de energia na indústria siderúrgica de Minas Gerais [manuscrito] / Arnaldo Abranches Mota Batista. – 2009.
xv, 125f.: il., color.; grafs.; tabs. Orientador: Prof. Dr. Maurício Xavier Coutrim. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Programa de
Pós-Graduação em Sustentabilidade Socioeconômica e Ambiental. Área de concentração: Ambientometria.
1. Altos-fornos - Teses. 2. Siderurgia - Teses. 3. Impacto ambiental - Avaliação - Teses. 4. Ferro-gusa - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título.
CDU: 504: 669.162.275.3:669.1(815.1)
iii
iv
AGRADECIMENTO
Agradeço aos professores Maurício Xavier Coutrim e Eduardo Delano Leite Ribeiro pela paciência, dedicação e orientação para realização deste trabalho.
Agradeço também aos professores Luiz Fernando Andrade de Castro e Wilson José Guerra , membros da banca examinadora, cujas manifestações e observações muito contribuíram para a realização desta dissertação.
v
SUMÁRIO SUMÁRIO............................................................................................................................ V LISTA DE TABELAS .......................................................................................................VII LISTA DE FIGURAS ...................................................................................................... VIII LISTA DE SIGLAS ............................................................................................................XI LISTA DE ABREVIATURAS...........................................................................................XII RESUMO ......................................................................................................................... XIV ABSTRACT ...................................................................................................................... XV 1 - INTRODUÇÃO ............................................................................................................... 1
1.1 Objetivos.......................................................................................................... 2 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS ........................................................................................ 4
2.1 O Alto-Forno ................................................................................................... 4 2.2 Diferenças Básicas entre Alto-Forno a Coque e a Carvão Vegetal................. 7
2.3 Sistema de Carregamento e Distribuição da Carga do Alto-Forno ............... 11 2.4 Técnicas para Aumento de Produtividade – Injeção de Finos....................... 12
2.5 Regeneradores de Calor................................................................................. 12 2.6 O Gás de Alto-Forno e Equipamentos de Controle..................................... 14
2.6.1 Coletores de pó – balão de limpeza....................................................... 16
2.6.2 Ciclones .................................................................................................. 19 2.6.3 Lavadores ............................................................................................... 23 2.6.4 Lavador tipo Venturi .............................................................................. 26
2.6.5 Precipitadores eletrostáticos e filtros de mangas.................................... 28
2.7 Limpeza da Água de Lavagem de Gás de Alto-Forno.................................. 29
2.8 Cogeração ...................................................................................................... 31 2.9 Termoelétricas ............................................................................................... 34 2.10 Turbina de Recuperação de Topo................................................................ 40
2.11 Avaliação Econômica de Projetos de Termoelétricas ................................. 41
2.12 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo Aplicado a Termoelétrica.......... 43
3 METODOLOGIA............................................................................................................. 49 3.1 Pesquisa Bibliográfica ................................................................................... 49 3.2 Confecção de Questionário e Aplicação nas Empresas Siderúrgicas............ 49
3.3 Visitas Técnicas a Fabricantes de Equipamentos e Empresas Projetistas..... 50
3.4 Compilação e Análise Estatística dos Dados................................................. 51
3.5 Estudo dos Sistemas de Limpeza de Gás Implantados para Utilização nas Termoelétricas. .................................................................................................... 51 3.6 Propostas dos Sistemas Mais Adequados...................................................... 52
3.7 Análise Econômica de Custo Benefício ........................................................ 53
3.8 Cálculo do Ganho de Crédito de Carbono Através do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo ..................................................................................... 56
4 DISCUSSÃO E RESULTADOS...................................................................................... 58 4.1 Cenário do Aproveitamento Energético do Gás de Alto-Forno Para Geração de Energia Elétrica............................................................................................... 59 4.2 Configurações de Sistemas de Limpeza de Gás de Alto-Forno a Carvão Vegetal em Termoelétricas no Estado de Minas Gerais...................................... 67
4.3 Cenário do Setor de Produção de Ferro-Gusa a Carvão Vegetal no Estado de Minas Gerais........................................................................................................ 76 4.4 Proposta do Sistema de Limpeza de Gás mais Adequado............................. 92
4.4.1 Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi ........................... 93
4.4.2 Análise através de modelo matemático .................................................. 95
4.4.3 Configuração de sistema de limpeza proposto ..................................... 104
vi
4.5 Sistema de Limpeza da Água de Lavagem.................................................. 107
4.6 Estudo Econômico (Custo Benefício) ........................................................ 110
4.7 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo (Redução de Emissão de CO2) .. 112
5 - CONCLUSÃO ............................................................................................................. 114 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .............................................................................. 117
APÊNDICE ....................................................................................................................... 122
vii
LISTA DE TABELAS
TABELA 2.1 CARACTERÍSTICAS TÍPICAS DO CARVÃO VEGETAL E DO COQUE....................................... 8 TABELA 2. 2 – DIFERENÇAS ENTRE ALTO-FORNO A COQUE E A CARVÃO VEGETAL............................. 10 TABELA 2.3 – DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA DO PARTICULADO NO GÁS .................................... 14 TABELA 2.4 – COMPOSIÇÃO QUÍMICA APROXIMADA DO RESÍDUO CHARCOK. ................................... 18 TABELA 2.5 – COEFICIENTES ADIMENSIONAIS PARA O DIMENSIONAMENTO DE CICLONE POR
DIFERENTES AUTORES............................................................................................................... 21 TABELA 2.6 – CONSTANTES EMPÍRICAS Α E Β..................................................................................... 25 TABELA 2.7 – PRINCIPAIS CARACTERÍSTICAS DE UM LAVADOR VENTURI. ......................................... 28 TABELA 2. 8 – RESULTADOS DE ANÁLISES QUÍMICAS DE AMOSTRAS DE EFLUENTES LÍQUIDOS........ 31 TABELA 2.9 – DADOS DE PODER CALORÍFICO INFERIOR, COEFICIENTE EXERGÉTICO E EXERGIA
QUÍMICA DE GASES DE SIDERURGIA......................................................................................... 39 TABELA 2. 10 – VALORES DE PODER CALORÍFICO SUPERIOR (PCS) E INFERIOR (PCI) PARA ALGUNS
COMBUSTÍVEIS, EM KCAL/KG.................................................................................................... 39
TABELA 4. 1 CENÁRIO DA UTILIZAÇÃO DAS TURBINAS DE RECUPERAÇÃO DE TOPO NO ESTADO DE
M INAS GERAIS. ........................................................................................................................ 61 TABELA 4.2 CENÁRIO DAS TERMOELÉTRICAS A GÁS DE ALTO-FORNO EM M INAS GERAIS.................. 64 TABELA 4. 3 - TERMOELÉTRICAS EM CONSTRUÇÃO.......................................................................... 65 TABELA 4.4 AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI ........................................................... 100 TABELA 4.5 - PERDA DE CARGA DE LAVADORES COM SUAS RESPECTIVAS EFICIÊNCIA E
CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL............................................................................................... 102 TABELA 4. 6 - AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI CONSIDERANDO AR DE COMBUSTÃO103 TABELA 4. 7 – DADOS DO ESPESSADOR CIRCULAR........................................................................... 108 TABELA 4. 8 – PRODUTOS QUÍMICOS UTILIZADOS............................................................................ 109
TABELA 1 - PERDA DE CARGA DE LAVADORES COM SUAS RESPECTIVAS EFICIÊNCIA E CONCENTRAÇÃO
DE MATERIAL PARTICULADO................................................................................................... 123 TABELA 2 - AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI ............................................................ 124 TABELA 3- ANÁLISE VENTURI INCLUINDO AR COMBUSTÃO.............................................................. 125
viii
LISTA DE FIGURAS FIGURA 2.1 FLUXOGRAMA TÍPICO DA ÁREA DO ALTO-FORNO E IMAGEM DE UMA INSTALAÇÃO
INDUSTRIAL (RIZZO, 2005)....................................................................................................... 5 FIGURA 2.2 REAÇÕES INTERNAS NO ALTO-FORNO (ADAPTADO DE GUIMARÃES APUD SANTOS,
2007).......................................................................................................................................... 7 FIGURA 2.3 SISTEMA DE CARREGAMENTO DUPLO-CONE (CASTRO, 1998)........................................ 11 FIGURA 2.4 CORTE LONGITUDINAL DE UMA PARTE DO GLENDON (CASTRO, 1998).......................... 13 FIGURA 2.5 GLENDON DESMONTADO DA SIDERÚRGICA ALTEROSA (MG). FOTO FORNECIDA PELA
EMPRESA................................................................................................................................... 14 FIGURA 2.6 ESQUEMA DO CIRCUITO DE GASES DE UM ALTO-FORNO: (1) COLETA DE GASES E POEIRA; (2)
SEPARADOR DE POEIRA; (3) RECUPERADOR EM OPERAÇÃO AQUECENDO O AR DE ENTRADA; (4) RECUPERADOR EM PREPARAÇÃO AQUECENDO-SE PELA QUEIMA DOS GASES; (5) CHAMINÉ PARA
TIRAGEM DOS GASES; (6) ENTRADA DE AR FRIO; (7) ALIMENTAÇÃO DE AR QUENTE (CAMPOS
FILHO, 1981)........................................................................................................................... 16 FIGURA 2. 7 COLETORES INERCIAIS (HIGA, 1986)............................................................................. 17 FIGURA 2.8 SEPARADOR MULTICICLÔNICO (BARRETO NETO, 2007)............................................. 19 FIGURA 2. 9 – FORMAS E DIMENSÕES DE UM CICLONE (LICHT, 1984)............................................... 20 FIGURA 2.10 – ESQUEMA DE UM LAVADOR VENTURI (JACOMINO ET AL., 1999)........................... 27 FIGURA 2.11 - LAVADOR VENTURI COM GARGANTA AJUSTÁVEL (MEILI,2006)................................ 27 FIGURA 2.12 – DECANTADOR CIRCULAR (SPERLING, 2005)............................................................ 30 FIGURA 2. 13 - PARTICIPAÇÃO DAS FONTES ENERGÉTICAS UTILIZADAS POR CENTRAIS DE COGERAÇÃO
QUALIFICADA NO BRASIL (ANEEL APUD BARJA, 2006)......................................................... 32 FIGURA 2.14 - CICLO RANKINE (MOISÉS, 2007).............................................................................. 33 FIGURA 2.15 - CICLO DE BRAYTON (MOISÉS, 2007)........................................................................ 33 FIGURA 2.16 - CICLO COMBINADO (MOISÉS, 2007)......................................................................... 34 FIGURA 2.17 - CALDEIRA FLAMOTUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)...................... 35 FIGURA 2. 18 – CALDEIRA FLAMOTUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)...................... 36 FIGURA 2. 19 - TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE TOPO - TRT (KAWASAKI, 2004)........................... 40 FIGURA 2.20 – EXEMPLO ESQUEMÁTICO DE UM SISTEMA TRT (YAMAGUCHI, 2005)..................... 41 FIGURA 2.21 - FLUXO DE CAIXA DE UM EMPREENDIMENTO ENERGÉTICO (BARJA, 2006)................. 42 FIGURA 2.22 – NÍVEIS DE EMISSÃO DE CO2 E VALORES ESTIMADOS DA TCO2E PARA DIVERSOS
MERCADOS DE CARBONO NO ANO DE 2006 (SANQUETTA, 2009).......................................... 48
FIGURA 4.1 – DISTRIBUIÇÃO DOS ALTOS-FORNOS A COQUE E A CARVÃO VEGETAL EM M INAS GERAIS
................................................................................................................................................. 58 FIGURA 4.2 – ALTOS-FORNOS A COQUE E A CARVÃO VEGETAL NO ESTADO DE M INAS GERAIS. ........ 59 FIGURA 4.3 - APROVEITAMENTO DE GÁS DE ALTO-FORNO A COQUE EM TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE
TOPO. ........................................................................................................................................ 60 FIGURA 4.4 – TURBINA DE TOPO EMPRESA SHAANGU GROUP ( 2008)................................................ 61 FIGURA 4.5– ESQUEMA DE UTILIZAÇÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO EM MINAS GERAIS- TERMOELÉTRICA
................................................................................................................................................. 62 FIGURA 4.6– CALDEIRA FLAMOTUBULAR ( CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)...................... 63 FIGURA 4.7- CALDEIRA AQUATUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)........................... 63 FIGURA 4.8 - DADOS DE VAZÃO DE GÁS NA ENTRADA DA TERMOELÉTRICA INFORMADO E CALCULADO.
................................................................................................................................................. 66 FIGURA 4.9 - DADOS DE POTÊNCIA DE SAÍDA DA TERMOELÉTRICA INFORMADA E CALCULADA .......... 66 FIGURA 4. 10 - TERMOELÉTRICAS POR MUNICÍPIO ............................................................................. 67 FIGURA 4. 11 - CONFIGURAÇÃO 1....................................................................................................... 68 FIGURA 4.12 – CONFIGURAÇÃO 2....................................................................................................... 69 FIGURA 4.13 - CONFIGURAÇÃO 3 ....................................................................................................... 70 FIGURA 4.14 – CONFIGURAÇÃO 4....................................................................................................... 71
ix
FIGURA 4.15 – CONFIGURAÇÃO 5....................................................................................................... 72 FIGURA 4.16 - CONFIGURAÇÃO 6....................................................................................................... 73 FIGURA 4.17 -CONFIGURAÇÃO 7 ........................................................................................................ 74 FIGURA 4.18 - CONFIGURAÇÃO 8 ....................................................................................................... 75 FIGURA 4.19 RELAÇÃO DE EMPRESAS POR MUNICÍPIO........................................................................ 76 FIGURA 4.20 - CAPACIDADE INSTALADA UNITÁRIA (T/DIA) POR NÚMERO DE ALTO-FORNOS EM
CONDIÇÕES DE FUNCIONAMENTO.............................................................................................. 77 FIGURA 4.21 - PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS COM VAZAMENTO CONTÍNUO OU INTERMITENTE DE
GUSA......................................................................................................................................... 78 FIGURA 4.22 - PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS QUE POSSUEM SISTEMA DE INJEÇÃO DE FINOS. ....... 78 FIGURA 4.23 - PORCENTAGEM DE GLENDONS POR ALTO-FORNO. ........................................................ 79 FIGURA 4.24 - PORCENTAGEM DE QUEIMADORES POR GLENDON. ....................................................... 79 FIGURA 4.25 – PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM SOPRADORES DE AR COMBUSTÃO. ....................... 80 FIGURA 4.26 - PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM CHAMINÉS NO TOPO OU BASE. .............................. 80 FIGURA 4.27 - PORCENTAGEM DE TOCHAS COM IGNIÇÃO MANUAL OU AUTOMÁTICA......................... 81 FIGURA 4.28 - PORCENTAGEM DE ALTOS-FORNOS COM VARIADOS ÍNDICES DE PRODUTIVIDADE. ...... 81 FIGURA 4.29 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E POTÊNCIA TOTAL DOS VENTILADORES. ............. 82 FIGURA 4.30 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E PRODUÇÃO. ...................................................... 82 FIGURA 4.31 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E PRESSÃO DE SOPRO........................................... 83 FIGURA 4.32 – A) RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DA COROA E VAZÃO DE GÁS DE TOPO DO ALTO-
FORNO; B) MESMA RELAÇÃO EM A), CONSIDERANDO APENAS OS DADOS APROXIMADOS. ......... 84 FIGURA 4.33 – A) RELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E VAZÃO DE GÁS DO TOPO DO ALTO-FORNO; B) MESMA
RELAÇÃO DE A), CONSIDERANDO APENAS OS DADOS APROXIMADOS. ....................................... 84 FIGURA 4.34 - RELAÇÃO ENTRE CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL E PRESSÃO DE TOPO...................... 85 FIGURA 4.35 - RELAÇÃO ENTRE TEMPERATURA DE SOPRO E CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL........... 86 FIGURA 4.36 - RELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL. ................................ 87 FIGURA 4.37 – RELAÇÃO VOLUME ÚTIL E POTÊNCIA TOTAL DOS VENTILADORES............................... 87 FIGURA 4.38 – RELAÇÃO VOLUME ÚTIL E PRODUÇÃO........................................................................ 88 FIGURA 4.39 PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS COM SISTEMAS DE LIMPEZA DE GASES A SECO OU
ÚMIDO. ..................................................................................................................................... 89 FIGURA 4.40 - PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM DECANTADOR CIRCULAR OU RETANGULAR. ......... 89 FIGURA 4.41 PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM OS VARIADOS SISTEMAS DE DESIDRATAÇÃO DE LODO.
................................................................................................................................................. 90 FIGURA 4.42 - NÍVEIS DE CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO EM SISTEMAS A SECO E ÚMIDO.
................................................................................................................................................. 91 FIGURA 4.43 - NÍVEIS DE CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO PARA DIFERENTES SISTEMAS
DE LIMPEZA. ............................................................................................................................. 91 FIGURA 4.44 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DA COROA E VAZÃO TOTAL DAS CHAMINÉS DOS GLENDONS. 92 FIGURA 4.45 RELAÇÃO DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO DA CHAMINÉ DOS GLENDONS
COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES................................................................................ 93 FIGURA 4.46 - RELAÇÃO MODIFICADA DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO DA CHAMINÉ
DOS GLENDONS COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES VENTURI........................................ 94 FIGURA 4. 47 - RELAÇÃO MODIFICADA DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO NA
TUBULAÇÃO ANTES DA CHAMINÉ DOS GLENDONS COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES
VENTURI ................................................................................................................................... 95 FIGURA 4. 48 – CONCENTRAÇÃO FINAL DE MATERIAL PARTICULADO APÓS A LIMPEZA DO GÁS EM
SISTEMA A SECO COM EFICIÊNCIA DE 80% E LAVADOR VENTURI, CONFORME A PERDA DE CARGA
NO VENTURI. ............................................................................................................................ 96 FIGURA 4. 49 – RELAÇÃO PERDA DE CARGA NO LAVADOR COM DIFERENTES PRESSÕES DE ENTRADA DO
LÍQUIDO E EFICIÊNCIA DE LIMPEZA. .......................................................................................... 96 FIGURA 4.50 – PORCENTAGEM DE FORNOS POR PRESSÃO DE TOPO..................................................... 97 FIGURA 4.51 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO
LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2.................... 98 FIGURA 4.52 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO DE ENTRADA
DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1......................................................... 98 FIGURA 4.53 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO
LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2.................. 100
x
FIGURA 4. 54 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO
DE ENTRADA DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1.................................. 101 FIGURA 4.55 - CONCENTRAÇÃO FINAL DE MATERIAL PARTICULADO, CONSIDERANDO INICIAL DE
17000, APÓS A LIMPEZA DO GÁS EM SISTEMA PRELIMINAR COM EFICIÊNCIA DE 80% E LAVADOR
VENTURI, CONFORME A PERDA DE CARGA NO LAVADOR, CONSIDERANDO AR COMBUSTÃO.... 102 FIGURA 4.56 – RELAÇÃO PERDA DE CARGA NO LAVADOR COM DIFERENTES PRESSÕES DE ENTRADA DO
LÍQUIDO E EFICIÊNCIA DE LIMPEZA, CONSIDERANDO AR COMBUSTÃO NA INICIAL DE
17000MG/NM3. ...................................................................................................................... 103 FIGURA 4.57 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO
LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2 E AR
COMBUSTÃO. .......................................................................................................................... 104 FIGURA 4.58 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO DE
ENTRADA DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1 E AR COMBUSTÃO. ......... 104 FIGURA 4.59 – PROPOSTA SISTEMA DE LIMPEZA DE GÁS.................................................................. 105 FIGURA 4.60 CUSTO DA ENERGIA COM TERMOELÉTRICA E INVESTIMENTOS ADICIONAIS ................. 110 FIGURA 4.61 - CORRELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E TEMPO DE RETORNO. .......................................... 111 FIGURA 4.62 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO E EMISSÕES DE CO2 EVITADAS. .... 112 FIGURA 4.63 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO E GANHO EM DÓLARES PELA
REDUÇÃO DE EMISSÕES DE CO2. ............................................................................................. 113
xi
LISTA DE SIGLAS
ANDS – AUTORIDADES NACIONAIS DESIGNADAS;
BAT – BEST AVALIABLE TECHNIQUES
CERS -CERTIFICADOS DE EMISSÕES REDUZIDAS
CONAMA – CONSELHO NACIONAL DO MEIO AMBIENTE
COPAM – CONSELHO ESTADUAL DE POLÍTICA AMBIENTAL
EODS – ENTIDADES OPERACIONAIS DESIGNADAS
FEAM – FUNDAÇÃO ESTADUAL DO MEIO AMBIENTE
IFC – CORPORAÇÃO FINANCEIRA INTERNACIONAL
IPPC – INTEGRATED POLLUTION PREVENT AND CONTROL
MCT MINISTÉRIO DE CIENCIA E TECNOLOGIA
MDL - MECANISMO DE DESENVOLVIMENTO LIMPO
ONU- ORGANIZAÇÃO DA NAÇÕES UNIDAS
PCA – PLANO DE CONTROLE AMBIENTAL
PCI – PULVERIZED COAL INJECTION
PDD – PROJECT DOCUMENT DESIGN),
RCA - RELATÓRIO DE CONTROLE AMBIENTAL
SEMAD – SECRETARIA DE ESTADO DE MEIO AMBIENTE E
DESENVOLVIMENTO SUSTENTÁVEL
TRT – TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE TOPO
UNFCCC – UNITED NATIONS FRAMEWORK CONVENTION ON CLIMATE
CHANGE
xii
LISTA DE ABREVIATURAS
acfm – actual cubic feet per minute – pés cúbicos por minuto
Al 2O 3 –óxido de alumínio
CaO – óxido de cálcio
CH4 – metano
cmH2O- centímetro de coluna d’água
CO – monóxido de carbono
CO2 – dióxido de carbono
CO2e /kWh – dióxido de carbono equivalente por quilowatt-hora
Fe2O3 - hematita
g. Nm-³- gramas por metro cúbico nas condições normais de temperatura e
pressão
gal/min – galão por minuto
H2 – hidrogênio
HFCs - hidrofluorcarbonetos
HP- horse-power – cavalo-vapor
K2O- óxido de potássio
kcal.kg-1 – quilocalorias por quilograma
kcal.m-3 – quilocalorias por metro cúbico
kcal.Nm-³ - quilocalorias por metro cúbico nas condições normais de
temperatura e pressão
kg.m-3 – quilograma por metro cúbico
kgf.cm-2 – quilograma força por centímetro quadrado
kJ.kg-1 – quilojoule por quilograma
kJ.m-3 – quilojoule por metro cúbico
kW - quilowatt
kWh- quilowatt-hora
L.s-1 – litro por segundo
lb/pol² - libra por polegada quadrada
m – metro
m.s-1 – metro por segundo
m³ - metro cúbico
m³.s-1 – metro cúbico por segundo
xiii
mg. Nm-³- miligrama por metro cúbico nas condições normais de temperatura e
pressão
mg.L-1 – miligrama por litro
MgO – óxido de magnésio
mmca- milímetro de coluna d’água
mmH2O – milímetro de coluna d’água
MW –megawatt
N.m-2 – newton por metro quadrado
N Amoniacal – nitrogênio amoniacal
N2 – nitrogênio
N2O – óxido nitroso
Na2O – óxido de sódio
Nm³.t-1 - metro cúbico por tonelada nas condições normais de temperatura e
pressão
ºC – grau celsius
Pa.s – pascal segundo
P 2O5 - pentóxido de fósforo
PCI – poder calorífico inferior
PCS – poder calorífico superior
pes³/min – pés cúbicos por minuto
PFCs - perfluorcarbonetos
pH – potencial hidrogeniônico
polH2O – polegada de coluna d’água
Ql/Qg - relação vazão líquido por vazão do gás
SF6 - hexafluoreto de enxofre
SiO2 - óxido de silício
t.dia-1 – tonelada por dia
t.m-3.dia-1 – tonelada por metro cúbico por dia
α – constante empírica
β – constante empírica
η – eficiência ou rendimento
µ - viscosidade
µm - micrômetro
ρ - densidade
xiv
RESUMO O processo de produção de ferro-gusa em altos-fornos gera um gás com um poder calorífico na ordem de 750 a 900 kcal.Nm-³ que possibilita a sua utilização em regeneradores de calor para aquecer o ar utilizado no processo produtivo. Normalmente apenas 50% desse gás é utilizado nos regeneradores e o restante é redirigido para ser utilizado na usina (no caso de siderúrgicas integradas) e simplesmente queimado e jogado na atmosfera no caso de altos-fornos a carvão vegetal em usinas independentes de produção de ferro-gusa. Atualmente algumas siderúrgicas integradas têm aproveitado a energia cinética desse gás para geração de eletricidade em turbinas de geração de topo. Os altos-fornos a carvão vegetal também têm reaproveitado o gás excedente para geração de eletricidade em termoelétricas. Este trabalho mostra a situação atual do aproveitamento de gás de alto-forno para geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais. O gás dos altos-fornos a carvão vegetal possui uma concentração de material particulado que dificulta a sua utilização para geração de energia elétrica. Neste trabalho é discutida a melhor tecnologia de limpeza de gás de alto-forno sendo que usou como metodologia utilizar as experiências do próprio setor de produção de ferro-gusa para conseguir este objetivo. Foi demonstrado que o lavador Venturi ainda é o equipamento de limpeza mais eficiente para limpar o gás de alto forno e deve ter uma perda de carga de pelo menos 1000 mmca para atingir uma emissão de 50 mg/Nm³ de material particulado. É demonstrado o cenário de produção de ferro-gusa em altos-fornos a carvão vegetal em Minas Gerais. Foi realizada também uma pesquisa mais detalhada dos sistemas de limpeza de gás utilizados nas empresas que já possuem termoelétricas. Para comparar os dados pesquisados em campo e arquivos da Fundação Estadual do Meio Ambiente sobre lavadores foi utilizado um modelo matemático para calcular a eficiência teórica de lavadores. Foi ainda adaptado um modelo de cálculo de custo/benefício para termoelétricas a gás de alto-forno onde se verificaram as vantagens econômicas de instalação de termoelétricas em alto-fornos a carvão vegetal mesmo levando-se em conta os investimentos adicionais em equipamentos de limpeza de gás discutidos neste estudo onde foi demonstrado que o custo da energia elétrica passa de R$0,40 o kW para a faixa de R$0,06 a R$0,09 o kW. Por fim foi realizado um levantamento de prováveis ganhos com créditos de carbono aplicando a metodologia do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo para cálculo de emissões evitadas de dióxido de carbono (CO2). PALAVRAS CHAVE: alto-forno, ferro-gusa, termoelétrica, lavador venturi, mecanismo de desenvolvimento limpo.
xv
ABSTRACT The process of pig iron production in blast furnaces generates a gas of 750 to 900 kcal.Nm-³ calorific power. It makes it possible to be used in regenerators of heat to preheat the air used in the productive process. Normally only 50% of this gas is used in the regenerators and the remain is used in the plant (in the case of siderurgical integrated plant) and simply burnt and thrown away in the atmosphere in the case of independent plants of pig iron production using charcoal. Currently some siderurgical integrated plants have been using its kinetic energy to generate electric power in top gas pressure recovery turbine units. The blast furnaces using charcoal have also been using the exceeding gas to generate electric power in thermoelectric power plants. This work shows the current situation of the blast furnace gas in generating electricity in the State of Minas Gerais. The gas of the blast furnaces using charcoal has a concentration of particulate matter that makes it difficult to be used in generating electric energy. This work also discusses the best technology of blast furnace gas cleanness and was demonstrated that the best technology of blast furnace gas cleanness is the 1000 mmca pressure loss venturi scrubber to achieve a particulate matter emission of 50 mg/Nm³. For that purpose, the methodology used was to gather the experiences of the very sector of pig iron production itself. Then a panorama of the blast furnace using charcoal production situation in Minas Gerais is outlined. A more detailed research of the systems of gas cleanness was also carried out in the companies which already possess thermoelectric power plants. To compare the field researched data and that derived from archives of the State Environment Foundation - FEAM - on scrubbers a mathematical model was used to calculate the theoretical efficiency of scrubbers. A cost-benefit analysis model for blast furnace gas thermoelectric plant was also adapted and the economic advantages were also examined taking into account the investments in equipments of the gas cleanness discussed in this study and was demonstrated that the energy cost decreases from R$0,40 the kW to the range between R$0,06 and R$0,09 the kW. Finally the methodology of the Mechanism of Clean Development for the calculation of prevented emissions of carbon dioxide was carried out to survey probable profits with carbon reduction credits. KEYWORDS: blast furnace, pig iron, thermoelectric, venturi scrubber, mechanism of clean development.
1
1 - INTRODUÇÃO
A conservação e preservação de energia devem ser prioridades em todos os
empreendimentos por razões econômicas e ambientais, principalmente devido à
necessidade de um balanço positivo quanto às emissões de gases que provocam o efeito
estufa, visando contribuir na minimização do aquecimento global do planeta, sendo que
vários organismos internacionais incentivam a economia energética.
Segundo recomendações da Integrated Pollution Prevention and Control (IPPC), um guia
de melhores técnicas para controle de poluição da comunidade européia, as seguintes
técnicas de eficiência energética devem ser consideradas como BAT (Best Avaliable
Techniques) visando a recuperação de calor a partir de diferentes partes do processo:
• Alta eficiência de técnicas de desidratação para minimizar a energia de secagem;
• Minimização do uso de água e sistemas fechados de recirculação de água;
• Bom isolamento térmico;
• Layout da planta para reduzir distâncias de bombeamento;
• Otimização de controles de motor eletrônico;
• Utilização do resfriamento da passagem de água (cuja temperatura é elevada), a fim
de recuperar o calor;
• Uso combinado de calor e eletricidade;
• Geração de energia a partir de resíduos;
• Uso de combustíveis menos poluentes.
A Corporação Financeira Internacional (IFC, 2007), órgão do Banco Mundial, ainda
acrescenta como técnicas de eficiência:
� Reduzir perdas na distribuição da energia;
� Melhorar a eficiência da conversão da energia;
� Explorar as oportunidades de compra de energia;
� Usar combustíveis com menor teor de carbono.
2
A siderúrgica mineira é um segmento industrial relevante, inclusive no cenário nacional.
Identifica-se nesse setor o gás de alto-forno da produção de ferro-gusa, com elevada
temperatura e teores de monóxido de carbono (CO), como principal perda energética por
não ser totalmente utilizado como redutor do processo. O gás de alto-forno é parcialmente
utilizado hoje para pré-aquecimento do ar de processo no alto-forno, mas numa quantidade
que varia de 40% a 60%, sendo o restante descartado para a atmosfera após a queima nas
tochas.
Em processos de geração de eletricidade que utilizam cogeração, o uso do gás de alto-
forno é adequado, uma vez que o calor rejeitado ainda pode ser parcialmente convertido
em energia útil, sendo que o aproveitamento do gás de alto-forno tem se tornado
fundamental no processo de produção de ferro-gusa.
Algumas usinas siderúrgicas já possuem centrais termelétricas, utilizando os gases
oriundos dos processos de fabricação do ferro-gusa que são queimados em caldeiras,
transformando-os em energia elétrica. Parte significativa dessa cogeração destaca-se por
não advir da queima do gás e sim do aproveitamento de características físicas do gás de
alto-forno para a geração de energia.
Dessa forma, é importante saber qual a situação atual da recuperação energética de gás de
alto-forno para a geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais e as possibilidades
para aumento desta geração.
Em se tratando de altos-fornos a carvão vegetal, tendo em vista o atual “estado da arte” da
limpeza do gás de alto-forno, faz-se necessário também conhecer a melhor tecnologia
disponível para aumentar a eficiência de limpeza do gás para sua recuperação energética.
1.1 Objetivos
Os principais objetivos do presente trabalho são:
Levantar a situação atual do uso do gás de alto-forno para geração de energia elétrica no
Estado de Minas Gerais.
3
Realizar um estudo da melhor tecnologia de limpeza de gás de alto-forno a carvão vegetal
para geração de energia elétrica.
Os objetivos secundários são:
- Levantar o cenário atual de produção de ferro-gusa em altos-fornos a carvão vegetal no
Estado de Minas Gerais.
- Aplicar um modelo matemático para verificar a eficiência de lavadores venturi e
comparar os resultados com dados fornecidos pelas empresas em questionários e arquivos
da Fundação Estadual do Meio Ambiente - FEAM além de informações da literatura.
- Aplicar um modelo para calcular o custo benefício de uma termoelétrica a gás de alto-
forno.
- Aplicar uma metodologia para calcular as emissões de dióxido de carbono CO2 evitadas
com a utilização de uma termoelétrica a gás de alto-forno conforme os princípios do
Mecanismo de Desenvolvimento Limpo – MDL.
4
2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS
2.1 O Alto-Forno
O alto-forno é um reator metalúrgico destinado à produção de ferro-gusa, através da fusão
redutora de minério de ferro em presença de carvão vegetal ou coque e fundentes. Segundo
Castro (1988), a utilização de carvão vegetal em altos-fornos de grande porte é inviável
devido à sua pequena resistência mecânica, estando sua máxima produção girando em
torno de 1.200 t.dia-1. Normalmente no Brasil, os mini altos-fornos a carvão vegetal,
utilizados pelas usinas não-integradas, apresentam uma capacidade de produção que varia
entre 40 e 300 t.dia-1 de ferro-gusa.
De acordo com Rizzo (2005), os altos-fornos operando com coque apresentam uma
capacidade de produção de cerca de 3.500 a 13.000 t.dia-1 e são utilizados em usinas
integradas. Existem situações em que os grandes altos-fornos (capacidade maior que 1000
t.dia-1) a carvão vegetal podem sofrer adaptações para operar com uma carga predominante
de coque, em função de vantagens econômicas momentâneas. De maneira geral, o alto-
forno é constituído de (Figura 2.1):
• Equipamentos de descarga e pesagem de matérias-primas;
• Equipamentos de carga no topo do forno;
• O forno propriamente dito;
• Equipamentos para operação de alta pressão;
• Regeneradores de calor.
5
Figura 2.1 Fluxograma típico da área do alto-forno e imagem de uma instalação industrial (RIZZO, 2005).
6
No alto-forno, o oxigênio do ar pré-aquecido é injetado na parte inferior para que ocorra a
queima (combustão) do coque ou carvão vegetal (carbono-redutor). O coque ou o carvão
vegetal, ao ser queimado, gera gases redutores em alta temperatura que reagem com o
oxigênio combinado ao ferro do minério. De acordo com Araújo (1996), o processo de
redução é acompanhado de outras reações químicas, com a formação de carbonetos e fusão
da ganga e dos fundentes para constituição da escória, que é vazada do forno para as casas
de corrida.
No alto-forno, o ar aquecido é injetado pelas ventaneiras numa velocidade que varia de 180
a 280 m.s-1 (Rizzo, 2005). Os regeneradores de calor elevam a temperatura do ar a 1300°C,
sendo adotados os cowpers, geralmente em fornos de grande porte, ou os glendons, em
fornos a carvão vegetal. Este ar será enviado ao anel de vento e em seguida para as
ventaneiras do alto-forno. O anel de vento é uma construção tubular que envolve o alto-
forno na altura da rampa.
O gás gerado no alto-forno, como ainda possui cerca de 19 a 30% de monóxido de carbono
(CO), 14 a 18% de dióxido de carbono (CO2), 3 a 7% de hidrogênio (H2), e
aproximadamente 1% de metano (CH4), tem um elevado poder calorífico (750 a 900
kcal.Nm-3), sendo por isso purificado e enviado para um gasômetro para ser misturado a
outros gases combustíveis gerados na usina e utilizado na produção de energia elétrica ou
ser enviado para fornos na laminação e calcinação.
Uma vez iniciada a operação de um alto-forno, ela deve se manter praticamente
ininterrupta por vários anos. Uma parada para manutenção completa do alto-forno
(campanha), que implica na troca de todo o seu revestimento refratário, ocorre no período
de 12 a 14 anos, levando de 3 a 6 meses para ser realizada. Porém, existem altos-fornos
que funcionam há mais de 20 anos sem paradas (Rizzo, 2005).
Em termos de perfil térmico, o alto-forno pode ser dividido em zona de redução (ou de
reserva térmica) e zona de elaboração. A Figura 2.2 apresenta as principais reações
químicas internas do alto-forno que ocorrem em cada zona.
7
Figura 2.2 Reações internas no alto-forno (adaptado de GUIMARÃES apud SANTOS, 2007).
2.2 Diferenças Básicas entre Alto-Forno a Coque e a Carvão Vegetal
Devido às propriedades do carvão vegetal e do coque, existem algumas diferenças básicas
entre os processos que utilizam um ou outro. O carvão vegetal tem origem na carbonização
da madeira e possui um teor de carbono fixo menor do que o coque, que é proveniente do
carvão mineral. Outras diferenças na análise química são o teor de materiais voláteis e o
teor de cinzas. O carvão vegetal apresenta um alto teor de materiais voláteis (25 a 35%) e
um baixo teor de cinza (2 a 5%). O coque praticamente não há materiais voláteis (1%) e
possui um alto teor de cinza (10 a 12%). A cinza do carvão vegetal caracteriza-se por uma
grande concentração de álcalis (K2O, Na2O) e fósforo e a cinza do coque apresentam um
alto teor de enxofre. O baixo teor de enxofre no carvão vegetal traz como vantagem uma
melhor qualidade do ferro-gusa de alto-forno a carvão vegetal, eliminando o investimento
em uma instalação de dessulfuração. No entanto o carvão vegetal apresenta maiores teores
de fósforo que pode ser incorporado ao gusa, o que é uma desvantagem.
Além disso, as propriedades físicas e metalúrgicas como resistência mecânica, densidade e
reatividade do carvão vegetal são bem diferentes das propriedades do coque.
A Tabela 2.1 resume as características do carvão vegetal e do coque.
8
Tabela 2.1 Características típicas do carvão vegetal e do coque
Item Unidade Carvão Vegetal Coque
Carbono fixo
Materiais voláteis
Cinza
Enxofre
Composição da cinza
SiO2
CaO
MgO
Al2O3
Fe2O3
P2O5
K2O
Na2O
Resistência à compressão
Faixa granulométrica
Densidade
Reatividade
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
kgf/cm2
mm
kg/m3
-
65-75
25-35
2-5
0,03-0,10
5-10
37-56
5-7
2-12
6-13
8-12
15-25
2-3
10-80
9-10
180-350
Maior
~ 88
~ 1
10-12
0,45-0,70
50-55
4-5
4-5
25-30
5-7
0,4-0,8
2-4
1-3
130-160
25-75
550
Menor
Fonte: Jacomino et alii (1999).
As diferenças entre as propriedades do carvão vegetal e do coque fazem com que o
processo de produção de ferro-gusa no alto-forno tenha também características bem
distintas, quando se usa um ou outro combustível. O próprio projeto do alto-forno
apresenta diferenças, havendo necessidade de definir primeiramente com qual
combustível-redutor o forno irá operar.
A utilização de carvão vegetal em altos-fornos de grande porte é inviável devido à sua
pequena resistência mecânica. A baixa resistência traz como conseqüência uma geração de
finos dentro do alto-forno, pela degradação do carvão, afetando o escoamento gasoso
(Braga, Gonçalves e Santiago, 1986).
A menor densidade do carvão vegetal exige um volume maior do mesmo,
consequentemente aumentando o volume ocupado pelo redutor em relação ao coque. A
9
carga metálica em um forno a carvão vegetal ocupa cerca de 30% do volume do forno; já
no alto-forno a coque este número é de 45%. Representando assim, para um mesmo ritmo
de produção, o tempo de residência da carga em um forno a carvão vegetal é 1,5 vezes
menor que o caso do coque. Com isto, no alto-forno a coque a carga permanece por um
maior tempo na zona de preparação, favorecendo um menor consumo de carbono
(Pinheiro, 2004).
Como o carvão vegetal é mais reativo que o coque, no alto-forno a carvão vegetal a reação
de solution loss inicia-se em menores temperaturas. A temperatura da zona de reserva
térmica do forno a carvão vegetal é de aproximadamente 800°C, enquanto a do coque é de
950°C.
“Observa-se um menor consumo de carbono no alto-forno a coque do que
no alto-forno a carvão vegetal. A maior temperatura da zona de reserva
térmica do alto-forno a coque implica em um maior tempo necessário
para a carga atingir esta temperatura, em relação ao alto-forno a carvão
vegetal. Com isto, a maior parte das reações de redução ocorre antes que
a carga atinja tal temperatura, o que eleva o rendimento do processo.
Além disso, no alto-forno a coque as reações de redução têm uma cinética
mais favorável, devido às temperaturas mais elevadas. Portanto, essa
menor reatividade do coque explica seu menor consumo de carbono”
(Pinheiro, 2004).
Parte dos álcalis, uma vez carregados no alto-forno, ficam recirculando no interior do
reator, em ciclos de evaporação/condensação, podendo ocasionar a formação de cascões,
que são os óxidos dos alcalis. A eliminação dos álcalis é fortemente influenciada pela
basicidade da escória, pois quanto menor a basicidade, maior a taxa de eliminação. Desta
forma, no alto-forno a coque que opera com escória básica, a quantidade recirculante de
álcalis é mais alta do que no alto-forno a carvão-vegetal (Pinheiro, 2004).
“Com relação à composição química do ferro-gusa, um alto-forno a
coque produzirá um ferro-gusa com mais enxofre e, no alto-forno a
carvão vegetal, um ferro-gusa com mais fósforo. Quanto ao teor de
silício, dependerá da utilização do ferro-gusa. Se ele for a matéria-prima
da aciaria, como ferro-gusa líquido, trabalha-se com silício menor do que
1%, que é o caso de todos os altos-fornos a coque no Brasil. Pode-se
também produzir um ferro-gusa com silício maior do que 1%, chamado
10
ferro-gusa de fundição, que é produzido pelos altos-fornos pequenos a
carvão vegetal dos produtores independentes (usinas não-integradas)”
(Castro, 1998).
A Tabela 2.2 resume as comparações entre os altos-fornos a coque e a carvão vegetal.
Tabela 2. 2 – Diferenças entre alto-forno a coque e a carvão vegetal
Alto-forno Parâmetro
a coque a carvão vegetal
Produção
Produtividade
Diâmetro do cadinho
Altura do alto-forno
Regeneradores
Temp. da zona de reserva térmica
Carga metálica
Volume da escória
(CaO/SiO2) escória
Composição típica da cinza(%)
Composição típica das escórias(%)
Ferro-gusa
Fatores climáticos
2000 a 12000 t/d
> 2 t/dm3
8 a 14 m
~32 m
Cowpers
950/1000°C
Presença de sínter e/ou pelota
250 a 300 kg/t ferro-gusa
> 1 (básico)
CaO=10,SiO2=50,
Al 2O3=25,Fe2O3=5,Outros=10
CaO=45,SiO2=35,
Al 2O3=12,MgO=5 Outros=3
%Si < 1
Problema=enxofre
Independe
40 a 1200 t/d
1,6 a 2 t/dm3
1,5 a 6 m
~16 m
Cowpers e Glendons
750/800°C
Pode ser de 100% de minério granulado
100 a 150 kg/t ferro-gusa
< 1 (ácida)
CaO=35, SiO2=20, Al2O3=5,Fe2O3=10,
MgO=10,P2O5=5, K2O +Na2O=8
CaO=40,SiO2=45, Al2O3=12,MgO=2
Outros=1
%Si variável
Problema=fósforo
Dependente
Fonte: Adaptado de Gomes apud Braga, Gonçalves e Santiago (1986) e Castro (1998)
11
2.3 Sistema de Carregamento e Distribuição da Carga do Alto-Forno
A distribuição da carga no forno tem importância fundamental para a operação do alto-
forno, uma vez que ela é um dos fatores determinantes da eficiência das trocas térmicas e
das reações de redução, além de afetar diretamente no formato e na posição da zona
coesiva e da carga térmica sobre a parede do forno. A carga sólida, constituída de
combustíveis/redutores, minério de ferro e fundentes, é carregada para o topo do alto-forno
através de skips e/ou correias transportadoras, balanças e peneiras vibratórias.
Os equipamentos de carga do topo do alto-forno distribuem a matéria-prima ao interior do
forno ao longo do diâmetro da garganta e vedam o gás, evitando o vazamento e a perda de
pressão. Existem dois sistemas usuais de distribuição de carga adotados em altos-fornos. O
sistema duplo cone, mostrado na Figura 2.3, é geralmente utilizado em fornos menores.
Em fornos de grande porte, é adotado o sistema topo sem cone (Paul Wurth ou Bell less),
que utiliza tremonhas de carregamento com calha rotativa.
Figura 2.3 Sistema de carregamento duplo-cone (CASTRO, 1998).
Para se aumentar a pressão de topo dos altos-fornos é fundamental o correto
funcionamento do sistema de carregamento e sua adequada vedação, existindo ainda
sistemas simples para compensar uma eventual pressão de topo excessiva (principalmente
quando se utilizam venturis com garganta móvel na limpeza do gás que exercem contra-
pressão), implantando mecanismos de despressurização.
12
2.4 Técnicas para Aumento de Produtividade – Injeção de Finos
Para aumentar a produtividade do alto-forno, reduzindo ao mesmo tempo o consumo de
coque ou carvão vegetal por tonelada de ferro-gusa líquido produzido (coke rate), são
empregadas técnicas de injeção de combustíveis pelas ventaneiras, como óleo mineral,
carvão pulverizado, gás natural, alcatrão etc (Rizzo, 2005). Alcança-se assim um aumento
do poder redutor do gás da rampa e substitui-se parcialmente o coque ou o carvão vegetal
por combustíveis mais baratos.
Muitas empresas produtoras de ferro-gusa em altos-fornos vêm praticando a injeção de
carvão pulverizado (PCI – Pulverized Coal Injection) pelas ventaneiras, permitindo a
redução do consumo de carvão vegetal ou coque carregado.
A produtividade do alto-forno pode ser determinada pelo fator:
E = P/V em t.m-3.dia -1 (2.1)
Onde:
V = volume útil do alto-forno (m3)
P = produção diária de ferro-gusa (t.dia-1)
2.5 Regeneradores de Calor
Os regeneradores são trocadores de calor que recebem o gás limpo do alto-forno entre 150
a 200°C, aquecendo-o através da queima deste com gás de coqueria, quando a usina for
integrada, e ar captado da atmosfera. Dos regeneradores de calor, o gás é enviado ao anel
de vento e injetado pelas ventaneiras do alto-forno. Ao soprar ar aquecido, aumenta-se o
rendimento da combustão, reduzindo o consumo de combustível. Segundo Rizzo (2005), o
ar aquecido corresponde a cerca de 10% da energia necessária para a obtenção do ferro-
gusa no alto-forno.
Dois tipos de regeneradores de calor são utilizados em altos-fornos, sendo eles os cowpers
e os glendons. Os glendons possuem menor eficiência, mas com um investimento também
13
inferior. A temperatura do ar soprado chega a 1200°C quando se utiliza cowpers e varia de
500 a 850°C quando os trocadores de calor são os glendons. Os altos-fornos a coque
sempre utilizam cowpers, enquanto que, nos altos-fornos a carvão vegetal, pode-se utilizar
um ou outro trocador de calor, dependendo da usina. Segundo a pesquisa do Projeto Minas
Ambiente (1999), apenas uma empresa produtora independente de ferro-gusa em Minas
Gerais utiliza cowpers.
Os glendons trabalham continuamente, não dependendo de outra unidade para operar,
diferentemente dos cowpers. O ar frio atravessa uma câmara de combustão através de uma
serpentina feita de garrafas de ferro fundido ou aço inoxidável por onde troca calor com os
gases da queima que ficam na parte externa das garrafas, conforme mostrado na Figura 2.4.
Na Figura 2.5 é apresentada uma foto de um glendon desmontado da siderúrgica Alterosa
(MG).
Figura 2.4 Corte longitudinal de uma parte do glendon (CASTRO, 1998).
14
Figura 2.5 Glendon desmontado da siderúrgica Alterosa (MG). Foto fornecida pela empresa.
2.6 O Gás de Alto-Forno e Equipamentos de Controle
Os gases gerados no alto-forno são constituídos principalmente de monóxido de carbono
(CO), dióxido de carbono (CO2), nitrogênio (N2) e material particulado. De acordo com
Batista e Figueiredo (1998), não são encontrados óxidos de nitrogênio ou de enxofre, em
função do forno ser operado numa atmosfera redutora.
A quantidade de gás gerado no alto-forno varia de 2100 a 2300 Nm³.t-1 de ferro-gusa
produzido, com concentração de material particulado variando de 5 a 10g.Nm-³ conforme a
literatura. No entanto, em medições realizadas em altos-fornos a carvão vegetal esta
concentração de particulado varia de 16 a 17 g.Nm-³. O pó tem uma composição que varia
de acordo com a matéria-prima usada, sendo que uma composição aproximada é de 25 a
40% de Fe, 40 a 45% de C, 5 a 7% de SiO2 e 2 a 4% de CaO (Rizzo, 2005).
O material particulado do gás possui a seguinte distribuição granulométrica conforme
medição realizada na empresa a carvão vegetal Siderúrgica Plantar em Sete Lagoas.
Tabela 2.3 – Distribuição Granulométrica do Particulado no Gás
Tamanho (µm) % Abaixo 184 98.7 83.4 86.1 46.2 67.2 23.1 44.4
15
12.8 28.6 1.2 0.3
Fonte: Siderúrgica Plantar – Sete Lagoas – Medição em Chaminé
Conforme a Deliberação Normativa COPAM 49/2001 de Minas Gerais,(COPAM, 2001) os
padrões de emissão de material particulado para altos-fornos de empresas não integradas
instaladas são, em zona urbana de 100 mg.Nm-3e em zona rural e mista de 200 mg.Nm-3
Para altos-fornos em empresas não integradas instaladas a partir de 2001, o padrão é 50
mg.Nm-3 para altos-fornos instalados em zona urbana e 100 mg.Nm-3 para altos-fornos
instalados em zona rural e mista. A Deliberação Normativa CONAMA 382/2006
(CONAMA, 2006) estabelece que, para altos-fornos em empresas integradas e semi-
integradas, o padrão de emissão é de 50 mg.Nm-3 para material particulado.
Em função de seu elevado poder calorífico, o gás produzido no alto-forno, após passar pelo
processo de limpeza, é queimado com oxigênio do ar nos glendons ou cowpers para
aquecimento do ar soprado nas ventaneiras do alto-forno (Figura 2.6). Os gases de alto-
forno não aproveitados nos glendons ou cowpers são queimados em tochas. Para Batista e
Figueiredo (1998), as tochas são instaladas como reguladoras da pressão dos gases nos
glendons, além de se constituir em medida para reduzir a emissão de poluentes,
notadamente o monóxido de carbono. Os sistemas básicos de limpeza de gás de topo do
alto-forno são:
• Coletor de pó (Balão)
• Ciclone
• Lavador tipo torre de lavagem
• Lavador tipo venturi
• Precipitador eletrostático e filtro de mangas
16
Figura 2.6 Esquema do circuito de gases de um alto-forno: (1) coleta de gases e poeira; (2) separador de poeira; (3) recuperador em operação aquecendo o ar de entrada; (4) recuperador em preparação aquecendo-se pela queima dos gases; (5) chaminé para tiragem dos gases; (6) entrada de ar frio; (7) alimentação de ar quente (CAMPOS FILHO, 1981).
2.6.1 Coletores de pó – balão de limpeza
É o dispositivo mais simples para a separação de partículas em um fluxo gasoso, porem é
mais utilizado como pré-coletor, devido à limitação de coleta de partículas de grande
tamanho (maiores que 50µm).
Para se alcançar uma eficiência elevada, o coletor deve possuir dimensões grandes. A
eficiência (η) pode ser calculada pela fórmula (Jacomino et al., 1999; Higa, 1986):
Q
bLgK d pgp
µη
ρρ18
2
−
= ( 2.2)
Onde:
K= constante empírica (em geral 0,5)
g = aceleração da gravidade (m.s-2)
dp = diâmetro da partícula (m)
L = comprimento da câmara (m)
17
b = largura da câmara (m)
µ = viscosidade do gás (Pa.s)
Q = vazão (m3.s-1)
ρp = densidade da partícula (kg.m-3)
ρg = densidade do gás (kg.m- 3)
No coletor de pó (balão), o gás que vem do alto-forno entra em um tubo cônico, cujo
diâmetro aumenta progressivamente. Como o gás é forçado a mudar de direção (para sair
do coletor pela parte superior), sua velocidade cai devido à maior seção e o pó arrastado
deposita-se no fundo do balão. O selo do coletor pode ser a seco ou a úmido. A Figura 2.7
mostra o esquema desse sistema.
Figura 2. 7 Coletores inerciais (HIGA, 1986)
18
Todas as usinas independentes de ferro-gusa utilizam o coletor de pó (balão) e/ou o ciclone
como o primeiro equipamento de limpeza, sendo que a maioria dos balões possui o selo a
seco.
Segundo Oliveira e Martins (2003), os produtores independentes no estado de Minas
Gerais geram de 28 a 45kg de Charcok por tonelada de ferro-gusa, dependendo do
processo e da eficiência do sistema de controle. Charcok é o pó do balão, oriundo da
indústria siderúrgica não-integrada a carvão vegetal, que utiliza o carvão vegetal
(charcoal) como redutor. A composição do material particulado varia com o processo
produtivo e com as matérias-primas empregadas. A composição química aproximada do
resíduo Charcok é apresentada na Tabela 2.4.
Tabela 2.4 – Composição química aproximada do resíduo Charcok.
Elementos Porcentagem (%)
Fe2O3
SiO2
Al 2O3
P2O5
CaO
MgO
Carvão vegetal
57
12
2,0
0,05
3,0
0,1
20
Fonte: Oliveira e Martins (2003).
Segundo Higa (2005), esses equipamentos são mais compactos e requerem menor espaço
do que uma câmara de sedimentação gravitacional simples, implicando em uma perda de
carga ligeiramente maior (faixa de 25mmH2O(9,8N.m-2) a 75mmH2O) do que as câmaras
simples.
Os balões de limpeza possuem baixo custo, pequeno desgaste, baixo consumo de energia,
projeto simples e podem operar a altas temperaturas. Entretanto, ocupam um considerável
espaço e não retêm satisfatoriamente partículas pequenas trabalhando com eficiência média
de 60 a 80%.
19
2.6.2 Ciclones
O princípio de operação do ciclone é a força centrífuga sobre as partículas sólidas em
movimento num fluxo rotativo. Por ser mais intensa que a força gravitacional e que a
coesão molecular, a força centrífuga empurra as partículas em direção às paredes do
ciclone. Assim, elas perdem movimento e caem no fundo do ciclone, retirando-se do fluxo
gasoso
A disposição de vários ciclones em paralelo, chamados de multiciclones (Figura 2.8),
permite utilizar células de alta eficiência com menores diâmetros e maiores velocidade de
entrada do gás (Lora, 2002).
Figura 2.8 Separador multiciclônico (BARRETO NETO, 2007).
Em geral, os coletores centrífugos (ciclones) são utilizados como pré-coletores, em função
de sua limitação a coleta de partículas com diâmetros maiores que 5 µm (Lisboa, 2005).
Os ciclones podem ser classificados segundo a sua eficiência e perda de carga da seguinte
forma (Assunção,1992):
- Ciclones de baixa eficiência (convencionais)
20
• Ciclones com perda de carga entre 50 e 100mmH2O(9,8N.m-2)
- Ciclones de média eficiência
• Ciclones com perda de carga entre 100 e 200mmH2O(9,8N.m-2)
- Ciclones de alta eficiência (cone longo)
• Ciclones com perda de carga maior que 200mmH2O(9,8N.m-2)
A coleta através do mecanismo da força centrífuga será tanto maior quanto maiores forem
o diâmetro da partícula e sua velocidade tangencial e quanto menor o diâmetro do coletor.
Para especificação de um ciclone de entrada tangencial são requeridas oito dimensões,
como mostrado na Figura 2.9. Estas dimensões são determinadas através de relações
adimensionais do tipo Ka = a/D, Kb = b/D, etc.
Figura 2. 9 – Formas e dimensões de um ciclone (LICHT, 1984).
Diferentes configurações são possíveis, mas devem-se manter as seguintes recomendações
(Licht, 1984) e relações conforme a Tabela 2.5.
21
• a ≤ s para prevenir o curto-circuito dos particulados da seção de entrada até o tubo
de saída;
• b ≤ (D – De)/2 para evitar excessiva queda de pressão;
• H ≥ 3D para manter a ponta do vortex (formado pelos gases) dentro da seção
cônica;
• ângulo do cone de ≈ 7-8° para permitir o deslizamento do pó;
• De/D ≈ 0,4-0,5, H/De ≈ 8-10, e S/De ≈ 1, para maximizar a eficiência.
.
Tabela 2.5 – Coeficientes adimensionais para o dimensionamento de ciclone por diferentes autores.
Alta eficiência Propósito geral
Termo Descrição Stairmand Swift Swift
Peterson e
Whitby
D
a
b
s
De
H
h
B
K
NH
Surf
Diâmetro da seção cilíndrica
Altura da seção de entrada
Largura da seção de entrada
Comprimento do tubo de saída
Diâmetro do tubo de saída
Altura total
Altura da seção cilíndrica
Diâmetro da saída do pó
Parâmetro de configuração
Carga de velocidade de entrada
Parâmetro de superfície
ka:
kb:
ks:
kDe:
kH:
kh:
kb:
1,0
0,5
0,2
0,5
0,5
4,0
1,5
0,375
551,3
6,40
3,67
1,0
0,44
0,21
0,5
0,4
3,9
1,4
0,4
699,2
9,24
3,57
1,0
0,5
0,25
0,6
0,5
3,75
1,75
0,4
381,8
8,0
3,65
1,0
0,583
0,208
0,583
0,5
3,17
1,333
0,5
342,3
7,76
3,20
Fonte: Licht (1984) e Lora (2002).
Um dos métodos para o cálculo da eficiência em ciclones de entrada tangencial é o de
Lapple. O método caracteriza a eficiência pelo “diâmetro crítico” ou pelo “diâmetro de
corte”. De acordo com Lisboa (2005), o diâmetro crítico refere-se ao diâmetro da partícula
que o ciclone coleta com 100% de eficiência. Similarmente, o diâmetro de corte refere-se
22
ao diâmetro da partícula coletado com 50% de eficiência. Estes podem ser obtidos pelas
seguintes equações:
6)100( 10
2
18×
=
vpi
g
NV
bd
ρπµ
( 2.3)
6)50( 10
2
9×
=
vpi
g
NV
bd
ρπµ
( 2.4)
Sendo:
d crítico = d(100) [µm]
d corte = d(50) [µm]
µg = viscosidade do gás [kg.m-1.s-1]
b = largura da entrada do ciclone [m]
Vi = velocidade do gás na entrada do ciclone, de 15 a 21 [m.s-1] (velocidade das
partículas)
ρp = densidade da partícula [kg.m-3]
Nv = número de voltas do “vortex” (3 a 10) – os maiores valores devem ser
utilizados para ciclones de alta eficiência (número de revolução dada pelas partículas no
interior do ciclone).
Uma forma de calcular a perda de carga em um ciclone foi citada por Jacomino et alii
(1999), sendo:
332 /'/
12
dLdLdk
hlP
d ⋅⋅⋅⋅=∆ ( 2.5)
Onde:
k é uma constante que depende das condições de entrada, sendo:
k = 0.5 para entrada simples sem guias;
k = 1.0 para entrada com guias retas;
k = 2.0 para entrada com guias expansoras.
d = diâmetro do ciclone (m);
l = largura do ciclone (m);
h = altura do ciclone (m);
L = comprimento da parte cilíndrica (m);
L´ = comprimento da parte cônica (m);
dd = diâmetro do duto de saída (m);
23
Muitas são as vantagens dos coletores ciclônicos, a saber: têm baixo custo, são de simples
operação e projeto, apresentam poucos problemas de manutenção devido à simplicidade do
equipamento, exigem relativamente pouco espaço para instalação, possuem baixa perda de
carga, apresentam alta resistência à corrosão e à temperatura e possuem coleta a seco.
Por outro lado, as principais desvantagens são: possuem baixa eficiência para partículas
pequenas (< 5µm), em geral necessitam de segundo coletor para atender a emissão exigida,
a eficiência desses coletores depende muito de condições operacionais (menor vazão
implica em menor eficiência), existe a possibilidade de abrasão para determinadas
partículas e determinadas velocidades e, no caso de altos-fornos, possuem a eficiência
máxima observada em torno de 80%.
2.6.3 Lavadores
Lavadores são equipamentos projetados para incorporar as partículas de pó na gotícula de
água. Gotículas de 50 a 500µm de diâmetro são produzidas e colocadas em contato com o
material particulado. Estas gotículas de água contendo as partículas de material particulado
são coletadas por mecanismos simples, tal como gravidade, impactação em anteparos ou
por ação ciclônica.
As gotículas podem ser produzidas por um bico spray, pelo efeito de aspiração do fluxo
gasoso cisalhando um filme de líquido ou pelo movimento de um rotor movido
mecanicamente.
Relação líquido/gás é a relação entre o fluxo da água utilizado para a limpeza do gás e a
vazão do mesmo que está sendo limpa, geralmente expressa em L.m-3. De acordo com
Batista e Figueiredo (1998), os principais requisitos para um bom desempenho de um
lavador são a vazão de água, a perda de carga e a velocidade relativa entre a partícula de pó
e a gota de água. A água de lavagem não deve conter sólidos, pois esses tendem a se
acumular nos condutos ou nos bicos aspersores, restringindo o fluxo. Além disso, os
lavadores de alta energia como os venturis mais eficientes, podem ser utilizados apenas se
o alto-forno opera com pressões compatíveis de topo, para fornecer a necessária queda de
pressão. De acordo com Batista e Figueiredo (1998), em geral, as pressões de topo dos
24
altos-fornos independentes oscilam entre 380 e 1500mmca(N.m-²), com média em torno de
800mmca(9,8N.m-²), sendo suficiente para operar um lavador Venturi. O lavador de média
energia exige uma perda de carga entre 250 e 380 mmca(9,8N.m-²), enquanto que o de alta
energia pode chegar a 1500 mmca(9,8N.m-²).
Teoricamente, interações dinâmicas entre partículas e gotículas de água, em termos de
aplicabilidade, são limitadas, uma vez que sistemas de lavagem real são muito complexos.
Uma teoria geral que evita os detalhes de que forma as partículas e as gotículas se
encontram entre si, é a teoria de energia de contato desenvolvida por Lapple. Esta teoria
assume fundamentalmente, segundo Lisboa e Schirmer (2007):
“Quando comparados com o mesmo consumo de energia, todos os
lavadores apresentam substancialmente a mesma eficiência de coleta para
uma mesma distribuição de tamanho de partículas, indiferente do
mecanismo envolvido e independente do meio fornecedor de energia, seja
líquido ou gás.”
Semrau desenvolveu uma teoria empírica que relata a perda de pressão total (PT) do
sistema para eficiência de coleta. Matematicamente, segundo essa teoria, as expressões são
(SUHARA, 1992):
)1000/( acfmhpPPP LGT += ( 2.6)
Onde:
PT = energia total de contato (hp/1000 acfm)
PG = energia para fluxo de gás (hp/1000 acfm)
PL = energia para injeção de líquido (hp/1000 acfm)
A energia gasta para movimentar o gás através do sistema, PG, é expressa em termos da
perda de carga do lavador:
)1000/(.1575,0 acfmhppPG ∆= ( 2.7)
Onde:
∆p = perda de pressão (pol. H2O ( 249 N.m-2))
acfm = 0,03 (m³/min)
A energia gasta no fluxo líquido (PL) é expressa como:
25
)1000/(..583,0 acfmhpQ
QPP
G
LlL
= ( 2.8)
Onde:
Pl = pressão de entrada do líquido (lb.pol-2)(0,0703 kgf.cm-²)
QL = vazão de líquido (gal.min-1)(3,78 L.min-1)
QG = vazão de gás (pé3.min-1)(0,03 m³.min-1)
As constantes dadas nas expressões para PG e PL incorporam os fatores de conversão. A
energia total pode ser expressa como:
LGT PPP += ( 2.9)
)1000/(..583,0.1575,0 acfmhpQ
QPpP
G
LlT
+∆= ( 2.10)
Semrau correlaciona a eficiência do lavador através da formula:
−
−=βα
η TP.exp1 ( 2.11)
Onde:
α e β = constantes empíricas que são determinadas experimentalmente e dependem
da característica do material particulado.
A Tabela 2.6 especifica os valores de α e β respectivamente para diferentes indústrias. As
fórmulas citadas anteriormente permitem obter a eficiência do lavador a partir de dados
obtidos facilmente em campo, o que torna as fórmulas interessantes e práticas.
Tabela 2.6 – Constantes empíricas α e β
EFLUENTE TIPO DE LAVADOR α β GAS SUJO VENTURI E
SPRAY CICLONICO 1,47 1,05
GÁS PRÉ-LAVADO VENTURI E SPRAY CICLONICO
0,915 1,05
PÓ DE TALCO VENTURI 2,97 0,362 LIQUOR NEGRO FUMO DE FORNO GASES HUMIDOS
VENTURI E SPRAY CICLONICO
1,75 0,620
FUMOS QUENTES VENTURI E SPRAY CICLONICO
0,740 0,861
LIQUOR NEGRO QUENTE
VENTURI 0,522 0,861
MISTURA GASOSA DE ÁCIDO FOSFÓRICO
VENTURI 1,33 0,647
26
PÓ DE FORNO CUBILO DE FUNDIÇÃO
VENTURI 1,35 0,621
ACIARIA VENTURI 1,26 0,569 FUMO DE FORNO VENTURI 1,26 0,569 FORNO DE FERRO SILÍCIO
VENTURI E SPRAY CICLONICO
0,870 0,459
MISTURA DE GASES COM ODORES
VENTURI 0,363 1,41
Fonte: SEMRAU apud SUHARA(1992)
Os lavadores requerem pouco espaço, podem ser utilizados em gases a altas temperaturas,
neutralizam gases e névoas corrosivas, resfriam os gases, e não tem problema com o
alcatrão presente nos gases de alto-forno. Possuem como principal desvantagem a
necessidade de tratamento de efluente, o material coletado (lama de alto-forno) está na
forma úmida e em geral necessita de tratamento adequado para sua reutilização e/ou
disposição final (geralmente filtros); apresentam alta perda de carga quando necessita de
alta eficiência de coleta, o que implica em custo operacional mais alto com um sistema de
ventilação mais potente para vencer as perdas de carga do sistema.
Os lavadores tipo Torre de Lavagem são um reservatório cilíndrico contendo em seu
interior chicanas de madeira, bandejas de grelhas cerâmicas ou mesmo pedaços de vidro,
de modo a criar um percurso mais acidentado e demorado para que a água de lavagem,
borrifada por meio de chuveiros no topo da torre, possa encontrar o gás que sobe em
contracorrente. Usa-se também um eixo com um disco central que suporta uma série de
barras espaçadas regularmente, girando entre outra série de barras estacionárias, presas à
parede da carcaça. O rotor gira e faz com que a água dos chuveiros internos, ao ser lançada
contra as barras móveis, forme gotículas e se misture com o gás que atravessa o aparelho,
molhando as partículas em suspensão (Castro, 1998).
2.6.4 Lavador tipo Venturi
Os lavadores Venturi são também chamados de “lavador gás-atomizador”. Nesses
lavadores (Figura 2.10 e 2.11), os gases ao passarem através de uma constrição na parte
superior (garganta) têm sua velocidade aumentada, segundo Jacomino et al.(1999), na
ordem de 60 a 120m/s, o que faz com que a água injetada na entrada do equipamento seja
atomizada em quantidades que variam de 0,4 a 1,0cm3/m3, gotas cujo tamanho médio pode
27
ser estimado na faixa de 50µm. As partículas sólidas são coletadas por impactação,
interceptação e condensação.
Figura 2.10 – Esquema de um lavador Venturi (JACOMINO ET AL., 1999).
Figura 2.11 - Lavador Venturi com garganta ajustável (MEILI,2006)
28
O lavador Venturi apresenta alta eficiência de coleta e alta perda de carga. Suas principais
características são apresentadas na Tabela 2.7.
Tabela 2.7 – Principais características de um lavador Venturi.
Parâmetro Faixa
Vazão do gás 95 a 68400 L.s-1
Velocidade na garganta 60 a 183 m.s-1
Perda de carga 250 a 750 mmH2O
Eficiência 98% ≥ 1µm
Fonte: Higa (1986).
Uma das formas de calcular a perda de carga em um lavador Venturi é citada por Suhara
(1992) sendo:
QG
QLVP g
231085,0 −×= ( 2.12)
Onde:
P = perda de carga (cmH2O) (98 N.m-2)
Vg = velocidade do gás na garganta (cm.s-1)
=QG
QLrelação líquido/gás (adimensional)
2.6.5 Precipitadores eletrostáticos e filtros de mangas
Nos precipitadores eletrostáticos os gases são ionizados ao passarem por uma alta
diferença de potencial, se chocam ou se depositam nas partículas, carregando-as
eletricamente e fazendo com que migrem em direção ao pólo de carga contrária. Ocorre a
deposição das partículas nos eletrodos coletores e a remoção das mesmas é feita por
sacudimento dos eletrodos ou lavagem com água.
Atualmente no Estado de Minas Gerais existe apenas uma siderúrgica que utiliza
precipitador eletrostático, que é a úmido, em alto-forno a coque (dois altos-fornos). Este
sistema é ainda muito caro para ser utilizado em altos-fornos a carvão vegetal e o fato do
exemplo já implantado no Estado ser a úmido não resolve a principal desvantagem dos
lavadores utilizados na siderúrgica, que é a necessidade de tratamento da água de lavagem.
29
O filtro de manga (fabric filter) apresenta altas eficiências de coleta para uma ampla faixa
de tamanho de partículas, podendo coletar partículas menores que 0,5 µm. O fluxo gasoso
passa através das mangas (tecidos), ficando retidas as partículas. A filtração não é um
simples processo de peneiramento, pois as partículas depositadas no tecido em geral são
menores do que os poros do tecido. Durante a separação de uma partícula de pó nas fibras
do meio filtrante, os processos de interação entre forças de inércia, massa, difusão e
eletrostática atuam com grande intensidade. Entende-se como força de inércia as forças de
gravidade, as quais podem ser efetivas com partículas maiores de 1µm. Além destes
mecanismos, existem ainda forças de aderência entre as partículas reciprocamente e entre
partículas e fios, as quais influenciam o grau de separação.
Não existem altos-fornos no estado de Minas Gerais que utilizem filtros de manga para
limpeza de gás de alto-forno. Houveram tentativas de utilização deste equipamento que
fracassaram, principalmente porque em uma das tentativas o filtro foi implantado a jusante
do lavador, fazendo com que a umidade do gás impossibilitasse o correto funcionamento
da manga. A presença do alcatrão no gás também é um inconveniente para a utilização
deste tipo de equipamento de limpeza e o custo de implantação até o momento mostrou-se
impraticável.
2.7 Limpeza da Água de Lavagem de Gás de Alto-Forno
A água de lavagem do gás deve ser limpa, para eliminar principalmente os sólidos em
suspensão, e para isto utiliza-se um sistema de tratamento que, de modo geral, consiste de
tanque de sedimentação e filtragem da lama decantada, podendo ocorrer ainda a utilização
de floculantes e polímeros. Esta limpeza deve ser eficiente para evitar abrasão dos bicos
injetores dos lavadores e propiciar a reciclagem.da água.
Segundo Ribeiro e Figueiredo (1998), a água de lavagem dos gases de alto-forno, quando
não recirculada, constitui-se no principal efluente líquido das usinas siderúrgicas não
integradas a carvão vegetal. O volume de água gerado depende do tipo de sistema de
limpeza de gases utilizado pela indústria. Levantamentos realizados durante a fase de
diagnóstico do Projeto Minas Ambiente em 1998 indicaram que a maioria das indústrias
30
dispõe de lavadores para limpeza do gás de alto-forno e que, portanto, produzem
continuamente esse efluente.
Na maioria das unidades independentes de produção de ferro-gusa, as águas de lavagem
dos gases do alto-forno são normalmente conduzidas a decantadores ou a bacias de
sedimentação, construídas no próprio terreno ou na forma de barragens, para remoção dos
sólidos em suspensão. Uma vez sedimentada, a lama é retirada com uma frequência que
varia de um dia a três meses, enquanto a água decantada é recirculada para o sistema de
limpeza (Ribeiro, 1998).
A sedimentação simples não remove as partículas finamente divididas, exigindo alguma
forma de floculação, quando há necessidade de maior grau de clarificação do líquido
sobrenadante. Adiciona-se ao efluente coagulante para promover a desestabilização das
partículas a fim de que possam agrupar-se no processo de floculação e aumentar a
eficiência do processo de sedimentação.
Atualmente, os equipamentos mais eficientes utilizados pelas siderúrgicas para tratamento
de água de lavagem de alto-forno são os decantadores circulares, conforme a Figura 2.12.
Figura 2.12 – Decantador circular (SPERLING, 2005).
Na Tabela 2.8 são apresentados os resultados de análises químicas para determinação da
concentração de alguns parâmetros nos efluentes líquidos gerados por três indústrias
siderúrgicas representativas do setor de ferro-gusa. Todas as análises foram feitas em
amostras coletadas antes e depois do tanque de decantação (Jacomino et alii, 1999).
31
Tabela 2. 8 – Resultados de Análises Químicas de Amostras de Efluentes Líquidos.
Entrada do tanque de decantação
Siderúrgica
Temperatura da
Água
(oC)
pH Cianeto Total
(mg/L)
Fenóis
(mg/L)
N amoniacal
(mg/L)
Óleos e
Graxas
(mg/L)
Sólidos em
Suspensão
(mg/L)
A 51 7,28 2,36 541 942 8,91 42.280
B 45 7,31 13,4 792 431 40,2 555
C 49 7,52 3,88 275 949 8,91 1305
Saída do tanque de decantação
A 50 7,38 2,36 232 841 4,50 1330
B 44 7,42 3,94 622 471 14,6 295
C 48 7,57 1,09 337 909 5,42 985
Fonte Jacomino et alii (1999).
Uma boa limpeza da água de lavagem é fundamental para o correto funcionamento do
lavador, sendo recomendável que o teor de sólidos suspensos não passe dos 100 ppm
(mg.L-1) para que haja a recirculação.
2.8 Cogeração
Segundo o Dicionário de Terminologia Energética apud Barja (2006), o conceito de
cogeração significa a produção simultânea e seqüencial de duas ou mais utilidades - calor
de processo e potência mecânica e/ou elétrica - a partir da energia disponibilizada por um
ou mais combustíveis. Assim, para um dado processo industrial de produção, na condição
em que há demanda simultânea das utilidades energia térmica e eletromecânica, a
aplicação da cogeração se apresenta como provável alternativa, com a vantagem do uso
racional de combustível.
As fontes utilizadas pelas centrais de cogeração qualificada são as mais diversas, divididas
entre biomassa, combustíveis fósseis residuais/calor recuperado de processo, como
mostrado na Figura 2.13 (Barja, 2006).
32
Figura 2. 13 - Participação das fontes energéticas utilizadas por centrais de cogeração qualificada no Brasil (ANEEL apud BARJA, 2006).
A cogeração permite um grande ganho potencial de conservação de energia, com uma
eficiência energética acima de qualquer outro modelo de geração elétrica ou térmica.
Assim, a produção simultânea de energia térmica e elétrica para uso local contribui para a
rentabilidade de uma planta de geração, principalmente pelo fato de apresentar eficiências
elevadas, decorrente do uso dado aos gases quentes de escape necessariamente rejeitados
no ciclo térmico (Lora apud Moisés, 2007).
Os principais ciclos utilizados na configuração de uma central de cogeração são:
• Ciclo Rankine ou a vapor;
• Ciclo Brayton ou a gás;
• Ciclo combinado.
O ciclo Rankine (Figura 2.14) é utilizado quando da existência de caldeiras aquatubulares e
mistas de média e alta pressão de vapor acopladas a turbinas a vapor (condensação e
extração) ou turbinas de contrapressão. Este sistema é bastante utilizado, principalmente
pelas usinas de cana de açúcar e grandes indústrias incluindo os altos-fornos. A grande
maioria de seus equipamentos é de fabricação nacional facilitando sua operação e tendo
como inconveniente ser um processo de menor eficiência que os demais.
33
Figura 2.14 - Ciclo Rankine (MOISÉS, 2007).
O ciclo Brayton (Figura 2.15) tem uma configuração diferente. Ele utiliza uma turbina ou
motor a gás acoplado a geradores. Os gases de escape da queima do energético são
aproveitados no processo da melhor forma possível. Um exemplo de utilização de gases de
escape é quando há uma grande necessidade de ar quente para secagem ou para obter troca
de energia com água (Moisés, 2007).
Figura 2.15 - Ciclo de Brayton (MOISÉS, 2007).
Já o ciclo combinado (Figura 2.16), além de ser o mais eficiente, é o mais completo e o que
melhor utiliza os conceitos termodinâmicos. Neste caso, utiliza-se uma turbina a gás ou um
motor que é acoplado a um gerador para gerar energia eletromecânica. Os gases de escape
são reaproveitados em uma caldeira de recuperação, retirando energia térmica. Do sistema
de refrigeração do motor ou da turbina, retira-se mais energia térmica que será
reaproveitada em equipamentos do processo. Além dessa maior recuperação, utiliza-se
uma turbina a vapor para retirar mais energia eletromecânica do vapor gerado pela caldeira
de recuperação.
34
Figura 2.16 - Ciclo combinado (MOISÉS, 2007).
2.9 Termoelétricas
Uma central termoelétrica com ciclo a vapor é composta por três elementos principais:
caldeira a vapor, tubulações para transporte do vapor e o grupo turbogerador (turbina a
vapor e gerador elétrico) com os equipamentos auxiliares tais como o condensador e
bombas.
A caldeira é um trocador de calor que produz vapor através da transferência da energia
térmica de uma fonte quente (combustível) para o fluido vaporizante e podem ser
aquatubulares ou flamotubulares.
Nas caldeiras flamotubulares os gases de combustão circulam por dentro dos tubos,
vaporizando a água que fica por fora dos mesmos, também conhecidas como
fogotubulares; são constituídas por um vaso de pressão cilíndrico, com dois tampos planos
(espelhos) onde são afixados os tubos e a fornalha. Dentro dos tubos – que podem ser
verticais ou horizontais - passam os gases de queima da fornalha e a água preenche todo o
recipiente.
35
O feixe tubular, ou tubos de fogo, é composto por tubos, responsáveis pela absorção do
calor contido nos gases de exaustão usados para o aquecimento da água e as fornalhas
dessas caldeiras devem ser dimensionadas de tal forma que ocorra a combustão completa
em seu interior, para que não haja reversão da chama reduzindo a vida útil do
equipamento.
Por sua concepção, as caldeiras flamotubulares modernas só queimam combustíveis
líquidos ou gasosos, devido à dificuldade de se instalar grelhas para combustíveis sólidos.
São caracterizadas por sua baixa eficiência, sendo em sua maioria de pequeno porte, e
utilizadas para baixas pressões, porque o grande volume de água capaz de armazenar se
torna um fator limitante das pressões de trabalho por questões de segurança, sendo que
qualquer vazamento do reservatório provoca a expansão rápida da água, passando do
estado líquido para vapor, podendo ocasionar explosões.
No caso da utilização do gás de alto-forno, devido ao teor de particulado no gás, estas
caldeiras necessitam de mais tempo de paradas de manutenção que as caldeiras
aquatubulares. As Figuras 2.17 e 2.18 demonstram as caldeiras flamotubulares e pode-se
verificar a dificuldade de utilização destas caldeiras caso o gás de alto-forno tenha alto teor
de material particulado entupindo a tubulação de gás.
Figura 2.17 - Caldeira Flamotubular (Catálogo empresa Biochamm 2008).
36
Figura 2. 18 – Caldeira Flamotubular (Catálogo empresa Biochamm 2008).
A eficiência térmica dessas caldeiras está na faixa de 80 a 90%, estando essa limitada à
dificuldade em se acrescentar equipamentos adicionais de recuperação de calor. As
principais vantagens se devem ao baixo custo de aquisição do equipamento, por exigirem
pouca alvenaria e por atenderem bem a aumentos instantâneos de demanda de vapor
(CHD, 2008).
Nas caldeiras aquatubulares, os gases circulam por fora dos tubos e a vaporização da água
se dá dentro dos mesmos, também conhecidas como caldeiras tubos de água. São dois
pequenos balões d’água – posicionados em alturas diferentes para favorecer a convecção
natural –, interligados por um feixe tubular. Por fora do feixe passam os gases de queima
da fornalha, percorrendo um caminho tortuoso dentro de uma câmara fechada, que é a área
de troca de calor da caldeira. Devido à pequena quantidade d’água dentro da caldeira e
pelo fato de haver uma parede exterior entre a fornalha e o meio ambiente, a segurança
nessas caldeiras é consideravelmente maior. No caso de utilização de gás de alto-forno
como combustível, este tipo de caldeira exige menos tempo de parada para manutenção
sendo mais eficientes.
Um conjunto turbogerador é constituído basicamente pelos seguintes equipamentos:
37
- Turbina: responsável pela conversão termodinâmica de parte da energia contida no vapor
de alta pressão e temperatura, em energia mecânica no seu eixo;
- Redutor: responsável pela adequação da rotação nominal da turbina à velocidade síncrona
do gerador;
- Gerador: responsável pela conversão eletrodinâmica da energia mecânica do eixo da
turbina em energia elétrica nos seus bornes.
A turbina a vapor é a máquina térmica que utiliza a energia do vapor sob forma de energia
cinética, sendo capaz de transformar em energia mecânica a energia contida no vapor vivo
sob a forma de energia térmica e de pressão. A turbina é um motor rotativo que converte
em energia mecânica a energia de uma corrente de água, vapor d’água ou gás. O elemento
básico da turbina é a roda ou rotor, que conta com paletas hélices, lâminas ou cubos
colocados ao redor de sua circunferência, de forma que o fluido em movimento produza
uma força tangencial que impulsiona a roda, fazendo-a girar. Essa energia mecânica é
transferida através de um eixo para movimentar uma máquina, um compressor, um gerador
elétrico ou uma hélice (Manhabosco, 2005).
O vapor de alta pressão e temperatura é expandido na turbina, onde a energia de pressão do
vapor é convertida em cinética durante sua expansão, e em seguida a quantidade de
movimento do fluxo de vapor é transferida às palhetas fixas e móveis do motor,
transformando-se em trabalho de eixo.
O gerador é a máquina elétrica que realiza a conversão de energia mecânica em energia
elétrica, sendo formado por dois conjuntos eletromecânicos distintos: o rotor, que é a parte
móvel da máquina e é geralmente a parte mais interna da máquina; e o estator, que é a
parte fixa da máquina, geralmente a parte externa da mesma. O rotor é formado por um
conjunto de bobinas (campos) em que, aplicando-se corrente contínua, forma-se um campo
magnético no espaço compreendido entre o rotor e o estator (entreferro). Isto é, o rotor
opera como um eletroímã, cuja intensidade de campo magnético é controlada pela corrente
contínua injetada nas bobinas (corrente de excitação) (Ferreira, 2006).
Em centrais termoelétricas, a água é o meio mais utilizado para efeito de resfriamento. Em
um sistema de resfriamento semi-aberto, a água de resfriamento é bombeada através do
condensador da turbina, constituído por um feixe de tubos por onde passa o vapor que já
38
realizou na turbina trabalho através de sua conversão termodinâmica Este vapor em vácuo
e com baixa temperatura cede calor progressivamente através dos tubos para a água
circulante no seu exterior; a água aquecida retorna então para um spray, onde o referido
calor será entregue à atmosfera. No spray, a dissipação do calor é facilitada pelo esguicho
da água bombeada sobre uma piscina de grande área que proporciona uma melhor troca
térmica (Ferreira, 2006).
Nas termoelétricas instaladas em Minas Gerais, existem dois tipos de resfriamento,
resfriamento a ar (principalmente quando ocorre escassez de água) e resfriamento
utilizando torres.
O cálculo da potência de uma termoelétrica conforme o ciclo Rankine é dado pela equação:
P = Q x PCI x η/860 ( 2.13)
Sendo:
P – potência da termoelétrica em kW/h
Q – vazão de gás do alto-forno Nm³/h
PCI – poder calorífico inferior do gás de alto-forno kcal.Nm--³
η - rendimento da termoelétrica
Alguns valores típicos do rendimento dos componentes de uma central termoelétrica a
vapor utilizados em Minas Gerais são:
Rendimento total = 20%, sendo
η caldeira = 82%
η turbina = 72%
η redutor-gerador = 94%
η condensador = 36%
As Tabelas 2.9 e 2.10 mostram alguns valores de PCI para várias substâncias.
39
Tabela 2.9 – Dados de poder calorífico inferior, coeficiente exergético e exergia química de gases de siderurgia.
Poder calorífico inferior Coeficiente exergético Exergia
química
kJ/kg kJ/kg
Carvão metalúrgico 21.689 1,09 23.588
Coque 29.035 1,06 30.690
Carvão vapor 23.865 1,09 25.965
Óleo combustível 40.133 1,07 43.062
kJ/m³ kJ/m³
Gás Natural 30.960 1,04 32.198
Gás de coqueria
(GCO)
18.841 1,00 18.841
Gás de alto-forno
(GAF)
3.000 0,98 2.940
Gás de aciaria
(GAC)
9.000 1,00 9.000
Fonte: Costa (2002).
Tabela 2. 10 – Valores de poder calorífico superior (PCS) e inferior (PCI) para alguns combustíveis, em kcal/Kg.
Combustível PCS (kcal/kg) PCI (kcal/kg)
Carbono (C) 8.140 -
Hidrogênio (H2) 34.500 28.700
Carvão mineral 4.500 a 6.200 -
Gás natural (média Petrobrás) 12.650 11.430
(9.400Kcal/m³) (8.500Kcal/m³)
Metano (CH4) 14.730 13.290
Gasolina 11.000 10.000
Óleo Diesel 10.600 9.500
Álcool (etanol = C2H6O) 7.200 6.500
Bagaço de cana (base seca) - 4.130
Madeira (20% umidade) 4.200 3.700
Lixo urbano - 2.120
Fonte: Ferreira (2006).
40
2.10 Turbina de Recuperação de Topo
A Turbina de Recuperação de Topo (TRT) é um sistema que utiliza a pressão de escape e o
calor oriundo do alto-forno da siderúrgica como fonte de energia. Nesse sistema, o gás de
alto-forno produzido durante o processo de fundição do ferro é utilizado para a geração de
eletricidade a partir do sistema TRT. Sem o sistema de geração de potência TRT, o gás de
alto-forno será tratado por vários processos para redução de sua pressão e temperatura. A
energia elétrica gerada por este sistema abrange cerca de 20% de toda a energia necessária
para o funcionamento dos equipamentos do alto-forno, incluindo os ventiladores de ar
(Mes, 2008). A Figura 2.19 mostra uma instalação de TRT.
Figura 2. 19 - Turbina de Recuperação de Topo - TRT (KAWASAKI, 2004).
Além da economia de energia, o sistema TRT também propicia a redução do ruído durante
a passagem do gás pela turbina. Algumas empresas brasileiras já implantaram o sistema
TRT, tais como: CST (capacidade de 20.000kW), Gerdau Açominas (11.340kW) e a
Usiminas (18.800kW) (KAWASAKI, 2008).
A Figura 2.20 mostra exemplo de fluxo da geração do gás de alto-forno e da utilização da
TRT.
41
Figura 2.20 – Exemplo esquemático de um sistema TRT (YAMAGUCHI, 2005).
Nota: DC: Dust Catcher
VS: Venturi Scrubber
Somente é possível a utilização deste tipo de turbina em altos-fornos com grandes pressões
e vazão de gás de topo. Atualmente, somente altos-fornos a coque podem utilizar este tipo
de equipamento.
2.11 Avaliação Econômica de Projetos de Termoelétricas Numa distribuição típica dos custos de um empreendimento energético, os custos
distribuídos são modelados através de Fluxos de Caixa uniformes. Tal modelo se aplica,
sem grande perda de generalidade, uma vez que se pode sempre calcular, com pequeno
esforço adicional, o fluxo uniforme equivalente a um outro fluxo mais complexo quaisquer
(Barja, 2006).
No Fluxo de Caixa, projeta-se o investimento inicial para uma data futura ao fim de um
tempo de construção e de instalação (Figura 2.21). Assim, estima-se o valor do
investimento inicial como sendo o valor futuro relativo ao consumo do equipamento,
somado ao valor futuro equivalente a série uniforme dos custos de instalação. Dessa forma,
propõe-se que a análise comparativa seja feita em um tempo infinito, com reposições
sucessivas ao final da vida útil para todas as alternativas consideradas (Barja, 2006).
42
Figura 2.21 - Fluxo de caixa de um empreendimento energético (BARJA, 2006).
Assim, o Fluxo de Caixa pode ser decomposto em dois outros, sendo o primeiro uma série
uniforme de valor CC + CM – VS, e o segundo um investimento inicial aplicado no tempo
zero, somado a uma série uniforme de valores I – R. A série uniforme equivalente à soma
destas duas composições de fluxo de caixa corresponde ao Custo Distribuído Total (Barja,
2006).
(2.14)
De posse do CDtotal, calcula-se a energia produzida (En) em kWh, que no período de um
ano será igual à potência instalada (PI) em kW, multiplicado ao número de horas de um
ano, corrigido pelo fator de capacidade (FC). O fator de capacidade pode ser definido
como sendo a razão entre a energia efetivamente gerada ao longo de um ano e aquela que
seria produzida se a instalação operasse a plena carga no mesmo período (Barja, 2006).
(2.15)
43
Neste modelo, conforme Carvalho apud Barja (2006), a razão entre as expressões, isto é, o
custo distribuído anual total e a energia anual produzida, é o principal indicador oferecido,
ao passo que permite a comparação de alternativas de geração ou de economia de energia
com sucessivas reposições ao fim da vida útil de cada uma. Este indicador avalia o custo
da energia produzida ao ano e tem a vantagem adicional de permitir uma comparação
direta com os preços da energia praticados pelas concessionárias de energia elétrica.
A relação custo/benefício (C/B) de um empreendimento energético é expressa de forma
mais ampla com poucas restrições.
(2.16)
C/B - relação custo / benefício em $/kWh
CC - custo anual do insumo energético em $/ano
CM - custo de manutenção específico em $/ano
VS - valor do subproduto específico em $/ano
R - valor residual em $
I - investimento inicial em $
FC - fator de capacidade
V - vida em anos
PI - potência instalada em kW
i - taxa de juros ao ano
2.12 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo Aplicado a Termoelétrica
As alterações climáticas são consideradas uma das mais sérias ameaças à sustentabilidade
do meio ambiente, à saúde, ao bem-estar dos homens e à economia global. A comunidade
científica internacional em sua maioria concorda que o clima da Terra está sendo afetado
pelo acúmulo de gases geradores do efeito estufa, como o dióxido de carbono, decorrentes
da atividade humana, e que ações preventivas devem ser imediatamente tomadas. A
resposta política internacional às alterações climáticas tomou corpo, no âmbito da ONU,
com a Convenção Quadro sobre Mudança do Clima (UNFCCC). Adotada em 1992, a
convenção entrou em vigor em 21 de março de 1994. Com 186 signatários, ela estabelece
uma proposta de ação para a estabilização das concentrações atmosféricas dos gases
44
geradores do efeito estufa, inibindo algumas ações humanas (contribuições antrópicas)
caracterizadas como interferências perigosas ao sistema climático (CEBDS, 2009).
A UNFCCC – United Nations Framework Convention on Climate Change – é uma
repartição específica da ONU que, dentre outras atribuições, trata dos projetos de MDL –
Mecanismos de Desenvolvimento Limpo - e tem como atribuições: aprovar metodologias;
formalizar a participação de ANDs – Autoridades Nacionais Designadas; credenciar
entidades responsáveis pela avaliação externa (EODs – Entidades Operacionais
Designadas) e; registrar os projetos e emitir os Certificados de Emissões Reduzidas
(CERs). Para que um projeto possa ser registrado é necessária a elaboração de um
documento de concepção de projeto (PDD – Project Document Design), onde deverá ser
aplicada uma metodologia de definição de Linha de Base e de Monitoramento de Projeto.
Essa metodologia deverá ser aprovada pelo Comitê Executivo do UNFCCC.
Essas metodologias são periodicamente reavaliadas em função de novas tecnologias e
métodos mais rigorosos de quantificação de redução ou remoção de gases de efeito estufa.
Para o registro do projeto, são averiguadas se as exigências e critérios de elegibilidade
estabelecidos pela ONU, AND e EOD foram atendidos e, uma vez registrado, o projeto
estará apto a ser implementado, começando a gerar CERs.
A categoria de linha de base das atividades em estudo é especificada de acordo com a lista
de categorias de atividades de projeto MDL de pequena-escala contida no Apêndice B do
Relatório da Conferência das Partes no Protocolo de Quioto em sua primeira sessão,
realizada em Montreal de 28 de novembro a 10 de dezembro de 2005 (Report of the
Conference of the Parties serving as the meeting of the Parties to the Kyoto Protocol on its
first session, held at Montreal from 28 November to 10 December 2005).
Os procedimentos e modalidades simplificadas para as atividades de projeto de MDL em
pequena-escala se encaixam no tipo/categoria I.D – projetos de energia renovável/geração
de eletricidade renovável para uma rede de abastecimento – sendo objetivo do estudo a
geração de eletricidade a partir de fontes renováveis em substituição à energia fornecida
pela rede pública. Já as categorias I.A, I.B e I.C envolvem tecnologias de energia
renovável para fornecimento de energia elétrica, mecânica e térmica, respectivamente,
direto ao consumidor.
45
À categoria I.D compreende as unidades de geração de energia renovável, como
fotovoltaicas, hidrelétricas, de marés/ondas, eólicas, geotérmicas e de biomassa renovável,
que forneçam eletricidade para um sistema de distribuição e/ou substituam a eletricidade
de um sistema de distribuição que seja ou tenha sido abastecido por pelo menos uma
unidade geradora de energia a partir da queima de combustíveis fósseis.
De acordo com as modalidades e procedimentos simplificados para as atividades de projeto
MDL de pequena-escala, o estudo avalia a geração de eletricidade a partir de fontes
renováveis, substituindo o fornecimento de eletricidade gerada pela rede pública.
Conseqüentemente, a metodologia de monitoramento a ser utilizada deverá consistir da
medição da eletricidade gerada pela tecnologia renovável. No caso de plantas
coalimentadas, a quantidade de biomassa introduzida e seu conteúdo de energia deverão
ser monitorados. Vale notar que poderá haver casos nos quais os combustíveis renováveis
(i.e., gás de alto-forno) não serão supridos em quantidades suficientes para gerar a
eletricidade necessária.
O estudo sobre a geração de energia elétrica à base de combustíveis renováveis do setor
siderúrgico visa reduzir as emissões de gases de efeito estufa ao substituir a geração de
eletricidade à base de combustíveis fósseis pela geração através da cogeração. Mais
especificamente, o estudo propõe a queima do excedente de gás de alto-forno para geração
elétrica. Entre os gases causadores do efeito estufa, considera-se num estudo de
termoelétrica somente o CO2. As emissões de metano (CH4) não serão modificadas no
estudo, tendo em vista que o gás de alto-forno, que contém aproximadamente 2% de
metano, sofre combustão tanto no cenário de referência quanto no estudo e os compostos
N2O (óxido nitroso) , HFCs ( hidrofluorcarbonetos), PFCs ( perfluorcarbonetos) e SF6
(hexafluoreto se enxofre) não se aplicam a este estudo.
Para todos os sistemas, exclusive os que utilizam óleo combustível e/ou diesel, gás de
aterro, gás residual, tratamento de águas residuárias e projetos agroindustriais, a linha de
base são os kWh produzidos pela unidade de geração renovável multiplicados por um
coeficiente de emissão (medido em kg CO2e/kWh), calculado da seguinte maneira:
a) Uma margem combinada (CM), consistindo da combinação da margem operacional
(OM) e da margem de construção (BM), de acordo com os procedimentos
46
prescritos na “Ferramenta para calcular o fator de emissão de um sistema elétrico”;
ou
b) A média ponderada das emissões (em kg CO2e/kWh) da matriz de geração atual.
Devem ser usados os dados do ano em que ocorra a geração do projeto (CQNUMC,
2009).
Os fatores de emissão de CO2 calculados de acordo com a ferramenta metodológica “Tool
to calculate the emission factor for an electricity system” aprovada pelo Conselho
Executivo do MDL têm como objetivo estimar a contribuição, em termos de redução de
emissões de CO2, de um projeto de MDL que gere eletricidade para a rede.
Resumidamente, o fator de emissão do sistema interligado para fins de MDL é uma
combinação do fator de emissão da margem de operação, que reflete a intensidade das
emissões de CO2 da energia despachada na margem, com o fator de emissão da margem de
construção, que reflete a intensidade das emissões de CO2 das últimas usinas construídas.
É um algoritmo amplamente utilizado para quantificar a contribuição futura de uma usina
que vai gerar energia elétrica para a rede em termos de redução de emissões de CO2 em
relação a um cenário de base. Esse fator serve para quantificar a emissão que está sendo
deslocada na margem. A sua utilidade está associada a projetos de MDL e se aplica,
exclusivamente, para estimar as reduções certificadas de emissões (RCEs) dos projetos de
MDL (MCT, 2009). O Ministério de Ciência e Tecnologia fornece os valores anuais do
fator de emissão de CO2 pela geração de energia elétrica no Sistema Interligado Nacional
do Brasil.
A fórmula usada para medir as reduções nas emissões é descrita abaixo:
ER = (Ep * Gp) - (Ec * Gc) - (Et * Ct) – L ( 2.17)
onde:
Ep: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de linha de base (energia
produzida)
Gp: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário
de linha de base
47
Ec: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de projeto (energia
consumida)
Gc: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário
de projeto
Et: Energia produzida no cenário de projeto
Ct: Intensidade de carbono da energia no cenário de projeto
L: Emissões de carbono por vazamento
Uma vez que o cenário de referência (linha de base) tenha sido definido, é relativamente
simples se determinar as reduções de gases de efeito estufa obtidas através do uso de
combustível renovável na produção de energia elétrica pelas atividades do estudo.
Economias líquidas na emissão (ER) são calculadas pela quantidade de energia da rede
pública substituída, descontando-se todas as emissões relacionadas à operação da usina
termoelétrica e qualquer vazamento.
A quantidade de energia da rede pública substituída é calculada como a diferença entre a
energia requerida no cenário de referência menos a energia requerida do projeto em estudo,
considerando-se que esta diferença foi causada pela energia adicional provida pelas
atividades de projeto em estudo.
Como exemplo, a energia requerida para manter uma usina termoelétrica foi estimada em
10% da capacidade da termoelétrica. Portanto, uma termoelétrica de 5MW irá consumir
500kW. O valor anual de consumo da termoelétrica passa a ser de 3456MW, considerando
que ela trabalhará 80% do tempo.
48
A Figura 2.22 mostra os dados de volume e preço do mercado de carbono para o ano de
2006.
Figura 2.22 – Níveis de emissão de CO2 e valores estimados da tCO2e para diversos mercados de carbono no ano de 2006 (SANQUETTA, 2009).
A duração das atividades de cada projeto deve ser de cerca de 20 anos, enquanto o
primeiro período de crédito de carbono dura cerca de 7 anos.
49
3 METODOLOGIA
Para alcançar os objetivos pretendidos foi empregada a seguinte metodologia baseada em
aplicação de questionários para identificar a situação atual do setor e em fórmulas
matemáticas para determinar a eficiência de equipamentos de controle de poluição.
3.1 Pesquisa Bibliográfica
Foi realizada pesquisa bibliográfica contendo os seguintes itens:
- Processo de produção em altos-fornos;
- Equipamentos de limpeza de gás de alto-forno;
- Equipamento de limpeza de água de lavagem (decantador e filtros);
- Termoelétricas para aproveitamento do gás de Alto-Forno;
-Turbinas de Recuperação de Topo;
- Estudo de custo benefício para implantação de termoelétricas;
- Projetos de Mecanismo de Desenvolvimento Limpo.
Foi ainda realizada pesquisa nos arquivos da Secretaria de Estado de Meio Ambiente e
Desenvolvimento Sustentável – SEMAD, nos processos de empresas que possuem altos-
fornos e a levantamentos já existentes no setor nos anos de 1992, 1998 e 2005 realizados
pela FEAM – Fundação Estadual do Meio Ambiente.
Deve-se ressaltar a dificuldade de se realizar pesquisa bibliográfica de altos-fornos a
carvão vegetal, porque esta é uma atividade quase que exclusivamente brasileira, que teve
seu início no Estado de Minas Gerais, não tendo portanto muitos dados comparativos.
3.2 Confecção de Questionário e Aplicação nas Empresas Siderúrgicas
Foi elaborado um questionário para aplicação em todas as empresas que produzem ferro-
gusa no Estado de Minas Gerais.
50
Para ajudar na aplicação dos questionários foram contratadas duas engenheiras que foram
treinadas para este fim.
O questionário se concentrou no objetivo do trabalho, ou seja, obter informações a respeito
do processo produtivo no alto-forno, do gás de alto-forno e equipamento de limpeza do gás
de alto-forno. Foram utilizadas unidades que são normalmente conhecidas pelo setor.
As perguntas referentes às termoelétricas não fizeram parte do questionário, sendo que
foram realizadas separadamente e os resultados foram diretamente preenchidos em uma
planilha excell. Sendo assim, as empresas que possuem termoelétricas chegaram a ser
visitadas no mínimo por duas vezes, sendo uma para aplicação do questionário e uma para
preenchimento da tabela sobre a termoelétrica.
3.3 Visitas Técnicas a Fabricantes de Equipamentos e Empresas Projetistas
Foram realizadas visitas técnicas e reuniões na FEAM com empresas projetistas de
equipamentos de limpeza de gás de alto-forno, equipamentos de controle de poluição,
empresas projetistas de alto-forno, e empresas construtoras de caldeiras para
termoelétricas.
As empresas foram:
Biochamm Caldeiras – Curitiba – Paraná
Equipalcool – Sertãozinho – São Paulo
Engemac – Santa Luzia – Minas Gerais
Paul Wurth do Brasil – Belo Horizonte – Minas Gerais
Modulax – Montagem tecnologias e Projetos - Sete Lagoas- Minas Gerais
JB Consultoria – Belo Horizonte- Minas Gerais
Renner – Porto Alegre – Rio Grande do Sul
Bernauer – Tecnologia do Ar e Meio Ambiente – São Paulo – São Paulo
Efficientia – Belo Horizonte – Minas Gerais
51
Forsin – Divinópolis – Minas Gerais
Sprayng Sistem – Belo Horizonte – Minas Gerais
3.4 Compilação e Análise Estatística dos Dados
Com os questionários aplicados nas empresas e as planilhas realizadas foram feitas as
análises estatísticas dos dados com o objetivo principal de se conhecer o setor de ferro-
gusa a carvão vegetal, e através das informações do próprio setor, conseguir determinar o
sistema de limpeza de gás mais adequado.
Adotaram-se os seguintes princípios.
- Procurou-se sempre respeitar as informações fornecidas pelas empresas, mesmo sabendo
que em muitos casos, não correspondiam com dados da literatura, deixando que o estudo
estatístico se encarregasse de demonstrar eventuais enganos.
- Os dados referentes a consumo do carvão em m³.t-1, quando eram fornecidos em consumo
de carbono, usou-se uma densidade do carvão vegetal de 270 m³.t-1 e teor de carbono no
carvão de 70% para fazer a conversão.
- Não foi realizada análise estatística dos fornos a coque uma vez que já possuem eficientes
sistemas de limpeza de gás.
3.5 Estudo dos Sistemas de Limpeza de Gás Implantados para Utilização nas Termoelétricas.
Foi realizado um estudo das empresas com termoelétricas implantadas, focando os
equipamentos de limpeza de gás de alto-forno existentes, utilização de ventiladores
adicionais, características das termoelétricas, visando apresentar um cenário da situação
atual e tecnologias empregadas, e apresentá-las através de fluxogramas esquemáticos.
52
3.6 Propostas dos Sistemas Mais Adequados.
Para propor o sistema mais adequado foi considerado que a concentração máxima de
material particulado no gás na chaminé das caldeiras é 50 mg.Nm-³ porque este é o padrão
de emissão nacional utilizado para altos-fornos em siderúrgicas integradas e para
termoelétricas, e as empresas construtoras de caldeiras pesquisadas não adotam um valor
de referência de particulado no gás a ser queimado.
O trabalho se concentrou no lavador venturi uma vez que filtros de manga e precipitadores
eletrostáticos são ainda muito caros e não são comumente utilizados na limpeza de gás de
alto-forno, sendo que o filtro de manga ainda se mostrou até o momento, tecnicamente
inadequado, e os equipamentos a seco como ciclones e balões gravitacionais possuem
baixa eficiência de remoção.
Para se estimar a melhor configuração de lavador venturi foram realizados dois estudos:
- Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi
Através do questionário aplicado nas empresas e análise de desenhos de lavador venturi
empregados, tentou-se realizar uma correlação entre eficiência do venturi e perda de carga.
Neste caso o estudo não se limitou às informações do questionário, foram realizadas
pesquisas nos processos da FEAM (Relatórios de Controle Ambiental RCA e Planos de
Controle Ambiental PCA) e analisados desenhos de lavadores venturi cedidos durante as
vistorias e nos RCA’s e PCA’s, ainda foram descartados dados considerados inconsistentes
(por exemplo, empresas que consideraram torres lavadoras como lavadores venturi).
Quando não fornecidas, as perdas de carga dos lavadores venturi foram calculadas
utilizando a equação 2.12, a vazão de gás do alto-forno foi considerada como 2200 Nm3.t-1
de gusa e a vazão de água igual a 1L.Nm-3 de gás, que é a comumente utilizada no setor.
- Análise por modelo matemático sobre eficiência do lavador venturi
53
Através de um modelo matemático descrito nas equações 2.10 e 2.11, procurou-se
determinar um intervalo de perda de cargas do lavador venturi onde se consegue uma
concentração de 50 mg.Nm-3 .
A eficiência total foi calculada utilizando a equação
Etotal = 1 – (1-E1)*( 1-E2)*(1-E3)*(1-En) (3.1)
Onde:
Etotal = Eficiência Total
En = Eficiência do equipamento n
Foram estudadas duas situações:
Numa primeira, a concentração de particulado no gás que sai do forno antes do sistema de
limpeza é de 10 g.Nm-3 (valor da literatura), para atingir uma concentração de 50 mg.Nm-3
na entrada da fornalha da caldeira, não considerando portanto o ar de combustão.
Na segunda simulação, a concentração de particulado no gás do forno antes do sistema de
limpeza é 17 g.Nm-3 (valor encontrado em RCA apresentado na FEAM), para atingir a
mesma concentração de 50 mg.Nm-3 na saída da fornalha da caldeira, considerando neste
caso o ar de combustão que é de aproximadamente 1,5 vezes o gás de alto-forno, gerando
um volume de gás de combustão 2,5 vezes maior que o gás de alto-forno queimado
considerando as densidades (ar, gás de alto-forno e gás de combustão) semelhantes nas
Condições Normais de Temperatura e Pressão.
Em ambas as simulações foi considerado que a eficiência do sistema preliminar (balão e ou
ciclone com ou sem torre lavadora) é de 80%, e a concentração máxima de material
particulado na chaminé da termoelétrica será de 50 mg.Nm-3 .
3.7 Análise Econômica de Custo Benefício
Tendo como base as informações apresentadas pelas empresas do setor siderúrgico foi
possível calcular o custo/benefício da instalação de termoelétricas em todas as empresas
54
consumidoras de carvão vegetal adotando a metodologia descrita no item 2.11 e
construídas planilhas excell.
Tendo em vista que grande parte dessas empresas não possui termoelétrica, o cálculo
considerou os dados de produção e vazão de gás de alto-forno gerados, propondo analisar a
viabilidade econômica dessa instalação.
Para se obter resultados mais correlatos, neste estudo optou-se por utilizar uma vazão de
gás de 2200 Nm³.t-1 de gusa produzida e uma eficiência de produção de 90 %.
A relação custo/benefício foi obtida a partir da seguinte equação:
(3.2)
sendo:
C/B – relação custo/benefício
CC – custo do insumo energético ($.ano-1)
CM – custo de manutenção e operação da termoelétrica ($.ano-1)
VS – valor do subproduto ($.ano-1)
I – investimento inicial ($)
IA – investimento adicional ($)
i – taxa de juros (ano)
v – vida útil da instalação (ano)
R – valor residual do investimento ao final da vida útil de instalação ($)
PI – potência instalada (kWh)
FC – fator de capacidade (%)
EI – energia líquida (%)
Considerando que o processo de geração de energia se faz através da cogeração, sendo o
insumo utilizado o gás de alto-forno, resíduo da produção do gusa que seria enviado para a
atmosfera, foram considerados como nulos os custos do insumo energético e valor do
subproduto. Para o cálculo da potência instalada, tem-se que:
55
(3.3)
sendo:
Q – vazão de gás no topo do alto-forno (Nm³.h-1)
PCI – poder calorífico do gás de alto-forno (kcal.Nm-3)
η – rendimento da termoelétrica
O dado de vazão de gás é dividido por 2 na fórmula supracitada, considerando-se que 50%
do gás gerado no alto-forno é encaminhado para o glendon e 50% segue para a tocha. Essa
proporção varia entre as empresas, sendo determinado um valor médio. A eficiência
utilizada é de 20 %.
Já o cálculo do investimento inicial pode ser realizado considerando-se que:
(3.4)
ou seja, o investimento inicial equivale à potência instalada multiplicado a R$3.500, sendo
esse o valor estimado pelo custo do kWh.
Foi considerado que todos os dados de produção e vazão apresentados equivalem ao
somatório da produção e vazão de todos os fornos da empresa que utilizam como matéria-
prima o carvão vegetal. Os fornos que utilizam coque como matéria-prima não foram
considerados nesses cálculos.
Para os cálculos de custo/benefício, foram considerados dois tipos de investimentos
adicionais: de R$2.500.000,00, chamado investimento adicional IA1 e de R$1.500.000,00,
chamado investimento adicional IA2. Esses investimentos foram inseridos ao investimento
inicial para cada forno, estando relacionados com os custos adicionais para a instalação de
equipamentos mais modernos e eficientes nas termoelétricas. O investimento de IA1, seria
para termoelétricas que optassem por modificar a casa de máquinas com turbo compressor
e lavador de 1000 mmca(9,8N.m-²), e o investimento IA2, seria para instalar o mesmo
lavador venturi e modificar a casa de máquinas de forma convencional ( acrescentando
exaustores de ar na casa de máquinas).
56
Os valores de investimentos adicionais citados foram adquiridos com as empresas
fabricantes e consultores citados no item 3.3, sendo que são valores estimados informados
nas entrevistas. Das empresas visitadas somente a empresa Bernauer enviou um orçamento
para implantação de um filtro de mangas para gás de alto-forno.
A partir dos cálculos de custo/benefício sem investimento adicional e com investimentos
adicionais IA1 e IA2 foram calculados os tempos de retorno desses investimentos,
utilizando a fórmula:
(3.5)
Sendo:
TR – tempo de retorno (ano)
I – investimento inicial ($)
IA – investimento adicional ($)
P – produção (t/dia)
c – consumo de energia (kW.t-1)
PE – preço da energia ($)
C/B – custo/benefício ($)
Para a análise dos dados obtidos foram gerados gráficos, relacionando Produção versus
Tempo de Retorno e Empresa versus Custo/Benefício demonstrados nas figuras 4.60 e
4.61.
Para o valor da taxa de juros foi considerado uma variação anual de inflação de 4,5% , a
vida útil da instalação de 20 anos e o consumo de energia é de 84 kW.por tonelada
produzida.
3.8 Cálculo do Ganho de Crédito de Carbono Através do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo
57
Conforme discutido no capítulo 2.12, entre os gases causadores do efeito estufa, considera
se nesse estudo somente o CO2 sendo que as emissões de metano (CH4) não serão
modificadas e os N2O, HFCs, PFCs e SF6 não se encontram no gás de alto-forno.
O Ministério de Ciência e Tecnologia fornece os valores anuais do fator de emissão de
CO2 pela geração de energia elétrica no Sistema Interligado Nacional do Brasil, sendo
determinado para o ano-base 2008 o fator de emissão médio (tCO2.MWh-1) equivalente a
0,1458 para margem de construção e 0,4766 para margem de operação , totalizando uma
média de 0,3112 tCO2.MWh-1.
Para cálculo da emissão evitada de CO2 foi utilizada a equação 2.17, considerando que
nenhum combustível adicional será utilizado na termoelétrica e os chamados vazamentos
(L) mencionados na equação serão considerados nulos nesta simulação.
As economias líquidas na emissão (ER) foram calculadas pela quantidade de energia da
rede pública substituída, descontando-se todas as emissões relacionadas à operação da
usina termoelétrica.
Foi considerada que a energia produzida (Ep) equivale a 90% da potência instalada para
cada empresa, sendo essa última determinada pela vazão de gás de alto-forno calculada a
partir dos dados de produção de todos os fornos, equação 3.2, utilizando a vazão teórica de
2200 Nm³.t-1. A determinação da energia consumida (Ec) foi realizada considerando-se
apenas 10% da energia produzida, visto que essa seria a energia requerida para o
funcionamento da própria termoelétrica. Considerando ainda as eliminações anteriormente
citadas, tem-se a fórmula final utilizada para calcular as emissões reduzidas de CO2.
ER = (Ep * Gp) - (Ec * Gc) (3.5)
Onde:
ER: Emissão reduzida
Ep: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de linha de base (energia
produzida)
Gp: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário
de linha de base
Ec: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de projeto (energia
consumida)
58
Gc: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário
de projeto
O valor da tonelada de CO2 utilizado foi de US$ 13,00 da figura 2.22.
4 DISCUSSÃO E RESULTADOS
Como conseqüência da compilação dos dados dos questionários aplicados nos altos-fornos
no Estado de Minas Gerais, o setor se apresenta resumidamente conforme a Figura 4.1 com
a distribuição dos altos-fornos a coque e a carvão vegetal.
Figura 4.1 – Distribuição dos altos-fornos a coque e a carvão vegetal em Minas Gerais
Verifica-se que os altos-fornos a coque possuem maior capacidade produtiva e são em
número muito menor enquanto que os altos-fornos a carvão vegetal possuem menor
capacidade produtiva e são em maior número.
Atualmente em Minas Gerais existe um determinado nível de produção, aproximadamente
1000 t/dia, em que se pode utilizar tanto o coque quanto o carvão vegetal. Os altos fornos a
carvão vegetal podem ser modificados para utilizarem coque.
59
4.1 Cenário do Aproveitamento Energético do Gás de Alto-Forno Para Geração de Energia Elétrica.
Obviamente a diferença entre altos-fornos a coque e altos-fornos a carvão vegetal não se
esgota na diferença de produção e tamanho dos fornos. Quando se pretende analisar o
cenário da utilização de gás de alto-forno para geração de energia elétrica é importante
verificar a disparidade que existe nas pressões de topo, vazões e concentração de material
particulado nos gases da chaminé do glendon ou Cowper como mostrado na Figura 4.2.
Figura 4.2 – Altos-fornos a coque e a carvão vegetal no Estado de Minas Gerais.
No entanto quando examinamos somente os altos-fornos a carvão vegetal, não verificamos
uma relação muito clara entre pressão de topo, vazão de gás e concentração de particulado
no gás. O motivo disto será discutido neste trabalho.
Os valores de variação de material particulado e pressão de topo na Figura 4.2 é apenas um
indicativo da realidade não podendo ser interpretado como valores exatos, mas como uma
ferramenta didática para exemplificarmos a diferença entre coque e carvão vegetal em
Minas Gerais.
60
Como visto na Figura 4.2, os altos-fornos a coque possuem uma pressão de topo muito
mais alta, vazões muito mais altas e concentração de material particulado no gás muito
mais baixa. Isto faz com que o gás de alto-forno seja aproveitado para geração de energia
elétrica através da utilização das chamadas turbinas de recuperação de topo.
As turbinas de recuperação de topo são utilizadas em fornos a coque utilizando a energia
cinética do gás (grande vazão e grande energia de topo) e só é possível esta utilização
porque o gás possui baixa concentração de material particulado (menor que 5 mg.Nm-3).
É importante salientar que neste trabalho estamos tratando do gás de alto-forno puro, sem
ser misturado com outros gases. Quando o gás de alto-forno passa pela turbina de
recuperação de topo para gerar energia elétrica o seu poder calorífico ainda é aproveitado
na usina, mas depois de passar por um balão de gás onde o mesmo é misturado com outros
gases (de coqueria e aciaria por exemplo).
A Figura 4.3 mostra como é o aproveitamento do gás de alto-forno a coque em uma turbina
de recuperação de topo.
Figura 4.3 - Aproveitamento de gás de alto-forno a coque em turbina de recuperação de topo.
A Figura 4.4 mostra o Lay Out de uma turbina de recuperação de topo instalada em Minas
Gerais.
61
Figura 4.4 – Turbina de Topo empresa Shaangu Group ( 2008)
Conforme verificado na Figura 4.4, o princípio de funcionamento da turbina de
recuperação de topo é muito simples, uma vez que o gás passa pela turbina e aciona um
gerador apenas aproveitando a energia cinética do gás.
A tabela 4.1, mostra o cenário da utilização das turbinas de recuperação de topo no Estado
de Minas Gerais.Tabela 4. 1 Cenário da utilização das turbinas de recuperação de topo no
Estado de Minas Gerais.
Empresa Capacidade
do Forno
(t/dia)
Potencia da
Turbina
Pressão
de Topo
do Forno
(mmca)
Sistema
de
Limpeza
do Gás
Vazão
de Gás
(Nm³/h)
Perda de Carga
Lavador
Venturi
(mmca)
Concentração
Particulado no
Gás
(mg/Nm³)
1 8500 Capacidade
18 MW
Geração de
9 a 12 MW
20000 1 balão
2 venturi
480000
4000 < 5
2 7800 10,45 MW 20000
1balão
2 venturi
450000 4000 < 5
2 4155 6,8 MW 20000
1 balão
2venturi
300000 4000 < 5
62
Portanto existem 3 turbinas de recuperação de topo instaladas no Estado de Minas Gerais
gerando aproximadamente 29,25 MW de energia elétrica.
Os altos-fornos a carvão vegetal, possuem uma pressão de topo bem mais baixa, no
máximo de 2000 mmca(9,8N.m-²), e normalmente uma alta concentração de material
particulado, geralmente maior que 50 mg.Nm-3, impossibilitando a utilização de turbinas
de recuperação de topo.
Conforme demonstra a Figura 4.5, a alternativa para os altos-fornos a carvão vegetal passa
a ser a termoelétrica, onde se aproveita o poder calorífico do gás para queimá-lo em uma
caldeira para gerar vapor que, por sua vez irá movimentar as palhetas de uma turbina que
estará acoplada a um eixo de um gerador de energia elétrica. As caldeiras implantadas
podem ser flamotubulares ou aquatubulares, conforme as Figuras 4.6 e 4.7.
Figura 4.5– Esquema de utilização de gás de alto-forno em Minas Gerais- Termoelétrica
63
Figura 4.6– Caldeira Flamotubular ( Catálogo Empresa Biochamm 2008)
Figura 4.7- Caldeira Aquatubular (Catálogo Empresa Biochamm 2008)
64
As tabelas 4.2 e 4.3 demonstram a situação atual das termoelétricas instaladas no Estado de
Minas Gerais e as que estão em construção.
Tabela 4.2 Cenário das termoelétricas a gás de alto-forno em Minas Gerais
Observações
(1) – Uma empresa possui 2 termoelétricas.
(2) – Somente o gás do forno 2 vai para a termoelétrica
Conforme a tabela 4.2 demonstra, a produção atual de energia elétrica no Estado de Minas
Gerais é de aproximadamente 36,2 MWh utilizando o gás de alto-forno em termoelétricas
em altos-fornos a carvão vegetal.
As caldeiras mistas existentes no Estado também foram classificadas com flamotubulares
na tabela 4.2.
Com relação à emissão demonstrada na tabela 4.2, não foram utilizados somente os dados
fornecidos pelas empresas durante as visitas, mas também dados que foram adquiridos
pesquisando os projetos de sistemas de limpeza nos arquivos da FEAM- Fundação
Estadual do Meio Ambiente através do sistema informatizado. Esses dados, referem-se a
concentração de material particulado do gás na chaminé do glendon.
Empresa Forno Produção (t/dia)
Vazão (Nm³/h)
Pressão Topo (mmca)
Tipo caldeira
Prod. Vapor t/h
Potencia kW
Pressão de vapor kgf/cm²
Parada Para limpeza
Emissão (mg/Nm³)
1 1 2
80 145
8500
600 600
flamotubular 12 1200 21 mensal >150
2 1 2 3
80 120 160
11200
700 1200 1700
flamotubular 25 2500 25 mensal >100
3(1) 1 158 11460 1000 flamotubular 13 1200 21 4em4 mes 100
3 1 110 11460 900 flamotubular 13 1200 21 4em4 mes 100
4 1 2
420 500
21984(2)
600 800
flamotubular 20 2000 21 parada 80
5 1 200 10200 870 flamotubular 12 1000 21 4em4 mes 70
6 1 2
282 420
36667 800 aquatubular 30 5000 35 acidente 70
7 1 2
170 330
33000 850 aquatubular 30 6000 44 Início operação 90
8 1 440 18000 380 flamotubular 18 2000 24 mensal >100
9 1 2
120 210
14166 400 700
flamotubular 20 1200 21 bimensal 80
10 1 2
1200 600
40500 2900 2800
aquatubular 60 12900 60 Para com manutenção do(s) fornos
<10
65
Já as informações referentes à freqüência das paradas foram fornecidas pelas empresas
durante as visitas.
Verifica-se que ocorrem paradas mensais, bimensais, quadrimensais, dependendo do teor
de material particulado no gás.
Para reduzir estas paradas para limpeza das caldeiras, propõe-se que o teor de particulado
na chaminé do glendon (ou da chaminé da termoelétrica) seja de no máximo 50 mg.Nm-3
visando também atender a legislação nacional para emissão de material particulado em
siderúrgicas integradas e para termoelétricas.
Tabela 4. 3 - Termoelétricas em Construção
Empresa Forno Prod.
(t/dia)
Vazão
Termoelétrica
Nm³/h
Pressão
Topo
mmca
Tipo
Caldeira
Prod.
Vapor
t/h
Potencia
kW
Pressão
de vapor
kgf/cm²
Equipamento de
limpeza do gás
1 1
2(2)
420
500
15800
1100
1300
aquatubular
17
2200
45
Balão, ciclone e
venturi
Ventilador
adicional (3)
2 6AF(1) 170
43312
500
aquatubular 42 8800 42 Balão e lavador
Ventilador
adicional
Lavador adicional
Obs.
(1) Esta empresa possui 7 fornos iguais, sendo que funcionará apenas com 6 fornos de 170 t/dia
(2 ) Somente em um alto-forno
(3) Adicional refere-se a equipamentos adicionais na linha da termoelétrica
Conforme observado na tabela 4.3 haverá ainda a geração de mais 11 MWh de energia
elétrica no Estado de Minas Gerais em duas termoelétricas que se encontravam em
construção no momento da pesquisa.
Foi cálculada a potência teorica que poderia ser produzida através da equação 3.2.
66
As Figuras 4.8 e 4.9 mostram as vazões e potencias teóricas que poderiam ser instaladas
comparadas com as vazões e potencias das termoelétricas instaladas informadas.
Figura 4.8 - Dados de vazão de gás na entrada da termoelétrica informado e calculado.
Figura 4.9 - Dados de potência de saída da termoelétrica informada e calculada
67
Analisando as Figuras 4.8 e 4.9, observa-se que os dados calculados, tanto de vazão de gás,
quanto de potência, apresentaram-se maiores em relação aos dados informados pelas
empresas, com poucas exceções. Esse fato pode ser justificado pelo motivo de que na
realidade, a maior parte do gás é dirigido ao glendon e não à termoelétrica e também, as
empresas foram conservadoras ao dimensionar as termoelétricas visando garantir mais gás
para os glendons, enquanto que os dados calculados são estimados de acordo com a
produção total de cada forno, em plena produção.
A figuras 4.10 mostra o gráfico indicando a quantidade de termoelétricas por município.
Figura 4. 10 - Termoelétricas por Município
4.2 Configurações de Sistemas de Limpeza de Gás de Alto-Forno a Carvão Vegetal em Termoelétricas no Estado de Minas Gerais.
As Figuras 4.11 a 4.18 a seguir representam esquematicamente as principais configurações
de sistemas de limpeza de gás de alto-forno que é queimado em termoelétricas instaladas
no Estado. Nesta Figuras:
P topo =Pressão de Topo do alto-forno em mmca(9,8N.m-²)
50%- Porcentagem do gás que é dirigido para termoelétrica ou para o glendon
68
Pentrada= Pressão do gás na entrada da caldeira da termoelétrica.
Teor de Particulado= Teor de material particulado no gás medido na chaminé do glendon.
Figura 4. 11 - Configuração 1
Nesta configuração, a pressão de topo do alto-forno é pequena, na ordem de 600 mmca(
9,8N.m-²), fazendo com que a empresa adote um sistema de controle de baixa eficiência
consistindo de balão (separador gravimétrico) e multiciclone.
A empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com outro multiciclone na linha
da termoelétrica, o que adiantou pouco, fazendo com que a concentração de particulado
seja considerada alta, maior que 150 mg.Nm-3.
Nesta configuração a empresa optou por utilizar como ventilador adicional (para
compensar a baixa pressão na linha) o próprio ventilador da termoelétrica, o que não é
recomendado pelos fabricantes de caldeira por ocasionar grandes riscos de explosão.
69
A empresa neste caso se preocupou em apenas melhorar a limpeza de gás que é dirigido
para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o
glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado. Para manter a
temperatura de sopro, necessita-se de mais gás no glendon, faltando gás para a
termoelétrica.
Figura 4.12 – Configuração 2
Nesta configuração a empresa também opera com pressão de topo do alto-forno pequena,
na ordem de 700 mmca(9,8N.m-²), fazendo com que seja adotado um sistema de controle
de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e multiciclone.
Neste caso a empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com a implantação
de um lavador de baixa energia na linha da termoelétrica, o que também adiantou pouco,
fazendo com que a concentração de particulado seja considerada alta, na faixa de 100 a 150
mg.Nm-3.
Nesta configuração a empresa optou por implantar um ventilador adicional (para
compensar a baixa pressão na linha). Este ventilador, no entanto constantemente precisa
ser limpo porque o gás com particulado não permite o seu funcionamento correto (sujando
70
as palhetas), e também ocorre risco de explosão devido à presença de pressão negativa na
linha de gás de alto-forno.
A empresa também neste caso preocupou se apenas em melhorar a limpeza de gás que é
dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para
o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a
sua eficiência de operação.
Figura 4.13 - Configuração 3
Nesta configuração a empresa opera com pressão de topo do alto-forno muito pequena, na
ordem de 400 mmca(9,8N.m-²), e a empresa adota um sistema de controle de baixa
eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e dois lavadores de baixa energia.
A empresa compensou a baixa eficiência de limpeza com a implantação de mais um
lavador de baixa energia na linha da termoelétrica, e um ventilador depois do lavador para
compensar a perda de carga necessária. O conteúdo de particulado para a termoelétrica é
considerada alta, na faixa de 100 mg.Nm-3.
71
Este ventilador, por estar depois do lavador, requer menos limpeza porque o gás está com
menor concentração de particulado, porém neste caso, também ocorre risco de explosão
devido à presença de pressão negativa na linha de gás de alto-forno.
A empresa também neste caso preocupou-se apenas em melhorar a limpeza de gás que é
dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para
o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a
sua eficiência de operação.
Figura 4.14 – Configuração 4
Nesta configuração a empresa opera com pressão de topo do alto-forno baixa, na ordem de
800 mmca(9,8N.m-²), e adota um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de
balão (separador gravimétrico) e lavador de baixa energia.
A empresa compensou a baixa eficiência de limpeza com a implantação de um lavador
venturi na linha da termoelétrica, e um ventilador antes do lavador para compensar a perda
de carga necessária para dirigir o gás até a termoelétrica. O conteúdo de particulado
medido é na faixa de 70 mg.Nm-3 devido à boa eficiência do lavador venturi.
72
Este ventilador, por estar antes do venturi, requer muitas paradas para limpeza de suas pás,
para não desbalancear, e também neste caso, ocorre risco de explosão devido à presença de
pressão negativa na linha de gás de alto-forno.
A empresa também se preocupou apenas em melhorar a limpeza de gás que é dirigido para
a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon,
fazendo com que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a sua
eficiência de operação.
Figura 4.15 – Configuração 5
Esta configuração na realidade foi um teste realizado em uma das empresas com
termoelétrica em construção, sendo que a pressão de topo do alto-forno é pequena, na
ordem de 500 mmca(9,8N.m-²), fazendo com que seja adotado um sistema de controle de
baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e lavador de baixa energia.
A empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com a instalação de um filtro de
mangas na linha da termoelétrica, o que não funcionou, porque a umidade e o conteúdo de
alcatrão no gás não permitiram o funcionamento a contento do filtro de mangas,
ocasionando o entupimento das mangas. A tentativa era de alcançar uma emissão de 50
mg.Nm-3 na chaminé da termoelétrica.
73
Nesta configuração a empresa optou por utilizar um ventilador adicional (para compensar a
perda de carga necessária).
A empresa neste caso se preocupou também em apenas melhorar a limpeza de gás que é
dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para
o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado. Para manter a
temperatura de sopro, necessitar-se-ia de mais gás no glendon, o que diminuiria o gás para
a termoelétrica.
Figura 4.16 - Configuração 6
74
Figura 4.17 -Configuração 7
Nas configurações 6 e 7 as empresas ( três usinas) optaram por instalar um equipamento de
limpeza de gás de maior eficiência que é o lavador venturi. No entanto optaram por instalar
lavadores venturi de baixa energia.
Esta configuração tem a vantagem de se obter um gás mais limpo para ser dirigido à
termoelétrica e ainda também conseguem limpar o gás que é dirigido ao glendon. No
entanto não alcançaram a eficiência necessária para se obter uma concentração de 50
mg.Nm-3 medida na chaminé do glendon, sugerida por este trabalho.
Na configuração 7, algumas empresas optaram por adicionar um ventilador na linha da
termoelétrica para ajudar a vencer a perda de carga necessária para dirigir o gás, porque as
pressões de topo dos fornos não são altas o suficiente. Esta opção como discutido
anteriormente é preocupante porque pode estar criando pressão negativa na linha de gás de
alto-forno, fazendo com que provável injeção de ar na linha cause risco de explosão.
Foram relatados pelo menos dois casos que tal fato ocorrera.
Pelo menos uma empresa modificou a casa de máquina para aumentar a pressão de topo
evitando a utilização do ventilador adicional.
75
Figura 4.18 - Configuração 8
Nesta configuração o alto-forno possui alta pressão de topo proporcionando a utilização de
lavadores venturi de alta energia e alta eficiência, sendo que a concentração de material
particulado no gás antes da termoelétrica é menor que 10 mg.Nm-3.
Nesta configuração o glendon também fica limpo e a casa de máquina utiliza o turbo
compressor.
Ocorre parada para limpeza da caldeira somente com as paradas programadas dos altos-
fornos.
É importante destacar que a concentração de material particulado em todas estas
configurações são medidas nos glendons, portanto deve-se levar em consideração o ar de
combustão utilizado no glendon que eleva a quantidade do gás de combustão em
aproximadamente 2,5 vezes o gás de alto-forno e não foi considerado o carbono presente
no particulado do gás (aproximadamente 40 %) que pode ser queimado nos glendons e nas
tochas.
76
4.3 Cenário do Setor de Produção de Ferro-Gusa a Carvão Vegetal no Estado de Minas Gerais
Conforme a metodologia proposta no projeto procurou-se através da própria experiência do
setor de ferro-gusa a carvão vegetal detectar as melhores tecnologias de processo e limpeza
de gás de alto-forno que poderiam ser aproveitadas pelas demais empresas.
Para tanto foi realizado o diagnóstico do setor referente aos anos de 2008 e 2009.
O setor produtor de ferro-gusa possui um total de 74 empresas a carvão vegetal no Estado
de Minas Gerais, sendo que, dentre estas, 1 estava em construção e 8 estavam paradas há
anos por intervenção judicial ou por ser massa falida. Essa parcela corresponde a 12% das
empresas do setor.
Das 65 empresas à carvão vegetal restantes, 6 não responderam ao questionário, o que
corresponde a 9% das empresas visitadas. Dentre as 59 empresas onde foi obtido o
questionário, havia apenas 29 empresas operando pelo menos 1 forno, o que corresponde a
49% destas, as demais não se encontrava em operação. A Figura 4.19 mostra a relação de
empresas por município, considerando as 65 empresas analisadas.
Figura 4.19 Relação de empresas por município
77
O setor siderúrgico possui atualmente 102 fornos, estando 98 em condições de
funcionamento e 4 paralisados há anos, sendo desconsiderados nesse levantamento. A
Figura 4.20 mostra a capacidade instalada unitária considerando o total de alto-fornos em
condições de funcionamento. A capacidade de produção total destes fornos por dia é de
27.515 toneladas de gusa. De acordo com os dados obtidos, o total de carvão vegetal
consumido pelas empresas foi de 73.703 m³.dia-1, com exceção de duas empresas que não
informaram o consumo de carvão. O consumo médio de energia elétrica é de 84 kw.h-1 por
tonelada produzida.
Figura 4.20 - Capacidade instalada unitária (t/dia) por número de alto-fornos em condições de funcionamento.
O levantamento verificou junto às empresas o tipo de vazamento de gusa, podendo esse ser
contínuo ou intermitente demonstrado na Figura 4.21.
78
Figura 4.21 - Porcentagem de alto-fornos com vazamento contínuo ou intermitente de gusa.
Outro dado analisado no levantamento se refere à presença de sistema de injeção de finos
(Figura 4.22), onde se observou que, dos 98 fornos analisados, ainda a maior parte não
possui sistema de injeção de finos.
Figura 4.22 - Porcentagem de alto-fornos que possuem sistema de injeção de finos.
79
Algumas informações também foram realizadas nesse levantamento quanto às
características dos glendons, como o número de glendons pelo total de alto-fornos
analisados (Figura 4.23), número de queimadores por glendon (Figura 4.24) e
porcentagem de empresas com sopradores de ar combustão nos glendons (Figura 4.25).
Dos 98 alto-fornos analisados, 4 utilizam cowper em seu processo produtivo, sendo 3
cowpers para cada forno, totalizando 12 cowpers. Outra característica analisada se refere à
posição da chaminé nos glendons (Figura 4.26).
Figura 4.23 - Porcentagem de glendons por alto-forno.
Figura 4.24 - Porcentagem de queimadores por glendon.
80
Figura 4.25 – Porcentagem de empresas com sopradores de ar combustão.
.
Figura 4.26 - Porcentagem de empresas com chaminés no topo ou base.
Ainda referente ao processo produtivo, as informações referentes à tocha são mostradas na
Figura 4.27. Das 98 tochas existentes, cerca de 64 possuem ignição manual, o que equivale
a 86% dos alto-fornos analisados.
81
Figura 4.27 - Porcentagem de tochas com ignição manual ou automática.
.
A Figura 4.28 mostra as faixas do índice de produtividade de cada alto-forno, sendo esse
índice determinado pela divisão da produção do forno pelo seu volume útil conforme a
equação 2.1.
Figura 4.28 - Porcentagem de altos-fornos com variados índices de produtividade.
82
Conforme observado a maior parte das empresas possuem índice de produtividade que
varia entre 2 a 2,5.
Os dados de pressão de topo foram correlacionados à potência total dos ventiladores, à
produção e à pressão de sopro, conforme apresentados nas Figuras 4.29, 4.30 e 4.31.
Figura 4.29 - Relação entre pressão de topo e potência total dos ventiladores.
Figura 4.30 - Relação entre pressão de topo e produção.
83
Figura 4.31 - Relação entre pressão de topo e pressão de sopro.
Observa-se na Figura 4.29 a falta de correlação matemática entre pressão de topo e
potencia total de ventiladores, ( R² pequeno) o que teoricamente deveria existir ( maior
potencia maior deveria ser a pressão de topo). Este fato nos mostra que existem problemas
de perda de pressão nos fornos muito frequentemente devido a vazamentos no sistema de
carregamento e problemas de projeto e desgaste. O mesmo vale para a Figura 4.31, onde
também deveria haver uma correlação matemática entre pressão de topo e pressão de
sopro.
A Figura 4.30 demonstra que os fornos com vazamento intermitente trabalham com uma
pressão de sopro maior que aqueles com vazamento contínuo, o que confirma uma
preocupação constante detectada na aplicação dos questionários pelas empresas, de que
fornos com vazamento contínuo precisam trabalhar com pressão de topo menor para a
escória não vazar pelo canal de gusa devido a diminuição da chamada zona de
amolecimento no forno.
Ainda não se sabe se esta constatação verificada no levantamento é função desta “crença”
ou é técnicamente necessária. Também não foi possível observar uma correlação
matemática ( R² pequeno).
84
Figura 4.32 – a) Relação entre vazão de gás da coroa e vazão de gás de topo do alto-forno; b) mesma relação em a), considerando apenas os dados aproximados.
Conforme a teoria, deveria haver uma correlação entre a vazão de gás na coroa e vazão de
gás no topo, e esta relação entre pressão topo e pressão da coroa ( que seria o coeficiente
angular) deveria ser aproximadamente entre 1,4 e 1,5 devido ao balanço de Nitrogenio o
que não foi detectado na Figura 4.32a. Infelizmente isto demonstra que grande parte das
empresas não tem conhecimento da vazão de gás no topo do alto-forno sendo que muitas
responderam no questionáruio que a vazão de topo é a mesma na coroa.
Desta forma os dados considerados equivocados foram desconsiderados e a Figura 4.32b
mostra uma correlação entre vazão de topo e vazão na coroa.
Figura 4.33 – a) Relação entre produção e vazão de gás do topo do alto-forno; b) mesma relação de a), considerando apenas os dados aproximados.
85
Assim como o ocorrido na Figura 4.32, na figura 4.33 a relação entre produção e vazão do
gás de topo teoricamente deveria existir e seria na ordem de 2100 a 2300 Nm³ de gás por
tonelada produzida. Pelos mesmos motivos da Figura 4.32 (desconhecimento técnico dos
entrevistados), esta correlação somente é observada na Figura 4.33b.
Figura 4.34 - Relação entre consumo de carvão vegetal e pressão de topo
A Figura 4.34 mostra a relação entre o consumo de carvão vegetal e a pressão de topo,
onde observa-se através do baixo valor de R² que não há uma relação direta entre as
variáveis, percebendo-se no entanto uma importante tendência de menor consumo de
carvão com o aumento da pressão de topo.
86
Figura 4.35 - Relação entre temperatura de sopro e consumo de carvão vegetal.
Na análise da Figura 4.35, a relação entre temperatura de sopro e consumo de carvão
vegetal pode ser entendida no sentido de que, com o aumento da temperatura de sopro,
ocorrre uma dimiuição do consumo de carvão vegetal, uma vez que diminui a necessidade
energética do carvão.
As interpretações das Figuras 4.34 e 4.35 podem ser complementares uma vez que
aumentando a pressão de topo, existe maior disponibilidade de energia para limpeza do
gás, e portanto um gás mais limpo é dirigido ao glendon, aumentando a eficiencia do
mesmo e consequentemente aumentando a temperatura de sopro diminuindo a necessidade
de consumo de carvão. Esta análise não leva em conta aspectos metalúrgicos como a
melhoria da permeabidade da carga, favorecendo as reações químicas envolvidas e
diminuindo a necessidade de carvão com o aumento da pressão.
Na Figura 4.36 observa-se que um menor consumo de carvão é alcançado com empresas
que utilizam sistemas de injeção de fino.
87
Figura 4.36 - Relação entre produção e consumo de carvão vegetal.
As Figuras 4.37 e 4.38 relacionam o volume útil do forno a potência total dos ventiladores, e a produção.
Figura 4.37 – Relação volume útil e potência total dos ventiladores
88
Figura 4.38 – Relação volume útil e produção
Uma relação direta foi observada nas Figuras 4.37 e 4.38, demonstrando uma necessidade
de maior potência dos ventiladores para uma maior vazão de sopro na coroa, à medida que
se tem um forno com volume útil maior e também uma possibilidade de produção de gusa
maior. Entretanto, nota-se que não é a única condição, visto que há fornos com o mesmo
volume útil que alcançam uma produção maior o que já foi demonstrado na Figura 4.28
onde demonstrou diferentes índices de produtividade dos fornos.
Quanto ao sistema de limpeza dos gases dos altos-fornos foi elaborada a Figura 4.39. A
análise dos sistemas de tratamento de gases de alto-forno foi realizada considerando os
tipos de sistemas mais utilizados, equivalentes ao sistema a seco e úmido, sendo esse
último constituído por lavador comum ou venturi. Os fornos definidos por sistema a seco
apresentam somente esse tipo de limpeza dos gases, enquanto os fornos com lavadores
também possuem sistema a seco.
89
Figura 4.39 Porcentagem de alto-fornos com sistemas de limpeza de gases a seco ou úmido.
Além dos sistemas tratamento de efluentes atmosféricos, foram analisados também os
sistemas de tratamento da água de lavagem dos gases (Figura 4.40) e sistema de
desidratação do lodo (Figura 4.41).
Figura 4.40 - Porcentagem de empresas com decantador circular ou retangular.
90
Figura 4.41 Porcentagem de empresas com os variados sistemas de desidratação de lodo.
Observa-se que a metade das empresas do setor que utilizam lavadores ainda utiliza o
sistema de decantadores retangulares, cuja dificuldade de retirada do lodo é bem maior e
apresentam uma eficiencia, no caso de altos-fornos, bem menor que os decantadores
cirulares. Também é preocupante que 63 % das empresas não utilizam nenhum sistema de
desidratação do lodo.
È muito importante que as empresas utilizem um sistema eficiente de sedimentação e
tratamento do lodo para recircular a água para o lavador, visando não só a melhoria da
limpeza do gás do alto-forno, mas também a água de limpeza do gás é muito tóxica,
chegando a ter níveis de fenóis na ordem de 600 mg.L-1, não podendo ser descartada em
corpo receptor.
Como discutido anteriormente, a maior parte do setor utiliza sistema a úmido na limpeza
dos gases, sabidamente mais eficiente que o sistema a seco. Entretando, esse fato não ficou
claramente demonstrado nas Figuras 4.42 e 4.43, visto que alguns dados de sistema a seco
alcançaram concentrações de material particulado bem menores que a faixa da maioria dos
lavadores, levando ao questionamento da qualidade das medições na chaminé dos
glendons, condições de operação e projeto dos lavadores e excesso de ar de combustão
utilizado nos glendons podendo estar ocorrendo diluição do efluente.
91
Figura 4.42 - Níveis de concentração de material particulado em sistemas a seco e úmido.
Figura 4.43 - Níveis de concentração de material particulado para diferentes sistemas de limpeza.
Empresa
92
Figura 4.44 - Relação entre vazão da coroa e vazão total das chaminés dos glendons
A Figura 4.44 mostra a relação entre a vazão da coroa e a vazão total dos glendons medida.
Observa-se que para a mesma vazão da coroa tem-se diferentes vazões totais das chaminés
dos glendons, não conseguindo se efetuar uma relação, que teoricamente deveria existir,
devido as grandes inconstâncias de funcionamento dos glendons, com diferentes vazões de
ar de combustão, e problemas nas medições de chaminé, não se conseguiu estabelecer uma
correlação.
Assunção (2006) obteve as vazões volumétricas de ar de combustão e de gás de alto-forno
no glendon. O valor médio nas condições normais de temperatura e pressão (CNTP)
encontrado para o ar de combustão foi a relação de 1,67 Nm3. h-1 para 1 Nm3.h-1 de gás de
alto-forno. Considerando o princípio de conservação das massas e o fato de que a
densidade do gás de combustão (na chaminé do glendon) ser semelhante á densidade do
gás de alto-forno e do ar, a quantidade de gás nas chaminés dos glendons deveria ser 2,67
vezes a quantidade de gás de alto-forno.
4.4 Proposta do Sistema de Limpeza de Gás mais Adequado
Conforme a metodologia utilizada foi considerado que a concentração máxima de material
particulado no gás a ser queimado nas caldeiras da termoelétrica é 50 mg.Nm-3 medido na
chaminé da termoelétrica e o estudo se concentrou no lavador venturi pelos motivos
discutidos no capítulo 3.
93
4.4.1 Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi Através do questionário aplicado nas empresas e análise de desenhos de lavadores venturi
empregados, tentou-se realizar uma correlação entre eficiência do venturi através do
resultado de medição na chaminé dos glendons e perda de carga nos lavadores venturi.
A Figura 4.45 foi construída em função das perdas de carga informadas no questionário
dos lavadores venturi do sistema de limpeza do gás de alto-forno utilizado no setor, sendo
estas informações complementadas nos Relatórios de Controle Ambiental (RCA) e Planos
de controle Ambiental (PCA) no sistema informatizado da Fundação Estadual do Meio
Ambiente.
Figura 4.45 Relação da concentração de material particulado da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores.
A fim de se obter uma melhor correlação dos dados, na Figura 4.46, excluiu-se os pontos
considerados equivocados devido aos mencionados erros de medição nos glendons e
eventual diluição com ar do efluente também no glendon, onde lavadores com perda de
carga inferior a 200 mmca(9,8N.m-²) obtiveram uma concentração de material particulado
na chaminé do glendon inferior a 100 mg/Nm3,
94
Figura 4.46 - Relação modificada da concentração de material particulado da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores venturi.
Observa-se na Figura 4.46 que uma concentração de material particulado inferior a 50
mg.Nm-3 só foi obtida com lavadores venturi com perdas de carga superiores a 800 e 1000
mmca(9.8N.m-²).
Nota-se uma relação inversa entre a perda de carga e a concentração de material
particulado, porem não foi possível obter uma correlação matemática (R² pequeno).
Apesar da metodologia escolhida adotar o valor de 50 mg.Nm-3 na chaminé da
termoelétrica ou do glendon, foi calculado também a concentração de particulado no gás na
tubulação antes do glendon levando-se em conta uma relação de 2,5 Nm³ de gás de
combustão para 1 Nm³ de gás de alto-forno conforme a Figura 4.47.
95
Figura 4. 47 - Relação modificada da concentração de material particulado na tubulação antes da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores venturi
Observa-se que a concentração de particulado no gás que é dirigida para a termoelétrica na verdade
é bem maior que o encontrado na chaminé do glendon.
4.4.2 Análise através de modelo matemático
Visando verificar as observações da análise estatística, foram utilizadas as equações
descritas no item 2.6.
Calculou-se a eficiência de lavadores venturi com perda de carga de 700, 800, 900, 1000,
1100 e 1200 mmca(9,8N.m-²), com variação da pressão de entrada do líquido de 5, 7 e 10
kgf/cm2 e relação líquido (m³.h-1)/gás (Nm3.h-1) = 1,0, obtendo-se a concentração de
material particulado no gás após sua limpeza no sistema preliminar a seco e/ou úmido de
baixa energia (considerado uma eficiência de 80%) e no lavador venturi. O resultado
obtido pode ser visualizado na tabela 1 do apêndice. A quantidade de particulado no gás
antes do sistema de limpeza nesta simulação é de 10 g.Nm-3 ( dado de literatura)
A partir dos dados obtidos foram geradas as Figuras 4.48, e 4.49
96
Figura 4. 48 – Concentração final de material particulado após a limpeza do gás em sistema a seco com eficiência de 80% e lavador venturi, conforme a perda de carga no venturi.
Figura 4. 49 – Relação perda de carga no lavador com diferentes pressões de entrada do líquido e eficiência de limpeza.
Para as perdas de carga entre 700 a 1200 mmca(9,8N.m-²), a velocidade na garganta variou
de 98,7 a 129,3 m.s-1. Conforme a literatura consultada e descrita no capítulo 2.6, esta
variação de velocidade pode ser de 60 a 180 m.s-1.
97
Uma concentração de material particulado igual a 51 mg.Nm-3 é alcançada com um lavador
venturi de 1000 mmca(9,8N.m-2) trabalhando com pressão de entrada de 7 kgf.cm-2. Na
Figura 4.50, destaca-se a eficiência para lavadores de 1000 mmca(9,8N.m-²) com pressão
de entrada do líquido de 10, 7 e 5 kgf.cm-2, sendo maior a eficiência para pressão maior de
entrada do líquido. O efeito da diferença de pressão de entrada do líquido tende a diminuir
com o aumento da perda de carga no lavador.
Nota-se que considerando uma concentração inicial de particulado do gás do alto-forno de
10 g.Nm-3, alcança-se uma concentração inferior a 50 mg.Nm-3 já na entrada da caldeira,
com um lavador com eficiência maior que 97,5% e um sistema de limpeza preliminar com
80% de eficiência.
De acordo com a simulação efetuada, concentrações próximas ou inferiores a 50 mg.Nm-3
só foram obtidas em lavadores com perda de carga igual ou superior a 1000 mmca(9,8
N.m-2)
Entretanto apenas 29% dos fornos do setor (Figura 4.50) possuem pressão de topo superior
a 1000 mmca(9,8N.m-²). O que poderia ser alterado, em alguns casos, com melhorias nas
casas de máquinas e concomitantemente em outros casos, principalmente por problemas de
lay-out da usina ou distancia da termoelétrica, seria preciso a instalação de ventiladores na
linha da termoelétrica, sempre funcionando com pressão positiva.
Figura 4.50 – Porcentagem de fornos por pressão de topo.
98
Foi realizada uma avaliação teórica da eficiência de lavadores variando a perda de carga,
pressão de entrada do líquido e relação líquido/gás, conforme tabela 2 no apêndice,
gerando as Figuras (4.51 e 4.52).
Figura 4.51 – Eficiência dos lavadores em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2.
Figura 4.52 – Eficiência dos lavadores em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1.
99
Conforme observado nas simulações, podem-se variar os parâmetros relação líquido/ gás,
pressão entrada do líquido e perda de carga do lavador para obter diferentes eficiências e
concentração de material particulado no gás de 50 mg.Nm-3.
O aumento da pressão de entrada do líquido leva a um aumento da eficiência, entretanto a
utilização de pressões elevadas pode danificar os bicos spray do lavador venturi, em
função do material em suspensão presente na água de lavagem e levar a um consumo de
energia desnecessário. Os fabricantes de bicos consultados garantem a sua operação com
uma pressão de até 25 kgf.cm-².
Nestas simulações, a concentração de 50 mg.Nm-3 está sendo atingida na entrada da
termoelétrica, para uma concentração inicial de 10 g.Nm-3. O valor na chaminé da
termoelétrica levando-se em conta o ar de combustão seria de aproximadamente 20
mg.Nm-3.
No entanto, pesquisando os arquivos eletrônicos da FEAM, descobriu-se que em pelo
menos duas medições realizadas do gás de alto-forno em empresas diferentes, antes do
sistema de tratamento a concentração do particulado era 17 g.Nm-3.
Foi então realizada outra simulação apresentada na tabela 4.4, sem considerar o ar de
combustão, ou seja, na entrada da caldeira da termoelétrica e construídas as Figuras 4.53 e
4.54.
100
Tabela 4.4 Avaliação teórica de lavadores venturi
Perda de carga ∆p
(mmca)
Veloc. (m/s)
Pressão de entrada do
líquido (kgf/cm2)
Relação QL/Qgás (l/Nm3)
Efic. lavador
Efic. sistema
preliminar Efic. total
Conc. de MP
inicial (mg/Nm3
)
Conc. de MP final (mg/Nm3)
Conc. de MP inicial (mg/Nm3)
Conc. De MP final (mg/Nm3)
900 111,9 7 1,00 0,96901 0,8 0,99380 10000 62 17000 105
900 91,4 7 1,50 0,97088 0,8 0,99418 10000 58 17000 99
900 79,2 7 2,00 0,97262 0,8 0,99452 10000 55 17000 93
1000 118 7 1,00 0,97471 0,8 0,99494 10000 51 17000 86
1000 96,4 7 1,50 0,97619 0,8 0,99524 10000 48 17000 81
1000 83,45 7 2,00 0,97748 0,8 0,99550 10000 45 17000 77
1100 123,8 7 1,00 0,97920 0,8 0,99584 10000 42 17000 71
1100 101,1 7 1,50 0,98034 0,8 0,99607 10000 39 17000 67
1100 87,5 7 2,00 0,98135 0,8 0,99627 10000 37 17000 63
900 111,9 5 1,00 0,96791 0,8 0,99358 10000 64 17000 109
900 111,9 10 1,00 0,97058 0,8 0,99412 10000 59 17000 100
1000 118 5 1,00 0,97385 0,8 0,99477 10000 52 17000 89
1000 118 10 1,00 0,97594 0,8 0,99519 10000 48 17000 82
1100 123,8 5 1,00 0,97851 0,8 0,99570 10000 43 17000 73
1100 123,8 10 1,00 0,98017 0,8 0,99603 10000 40 17000 67
Figura 4.53 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2.
101
Figura 4. 54 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1.
Conforme verificado, nesta nova simulação, um lavador venturi de 900 mmca(9,8N.m-²) já
atenderia o objetivo do trabalho, pois haveria uma emissão antes da caldeira de 109
mg.Nm-3 ou 43 mg.Nm-3 na chaminé da termoelétrica, valor este já bem próximo do
objetivo e do discutido no capítulo 4.4.1.
Foi realizada uma última simulação para aproximar mais o estudo teórico da realidade e
com o capítulo 4.4.1, utilizando a concentração inicial de 17 g.Nm-3 e levando-se em
consideração a relação de ar de combustão como 1,5 vezes o gás de alto-forno e foi
construída a tabela 4.5.
102
Tabela 4.5 - Perda de carga de lavadores com suas respectivas eficiência e concentração de material
Perda de carga ∆p (mmca)
Veloc. (m/s)
Relação QL/Qgás (l/Nm3)
Pressão de
entrada do líquido (kgf/cm2)
Efic. do lavador
Efic. sistema prelimin
ar
Efic. total
Conc. de MP inicial (mg/N
m3)
Conc. de MP final incluindo ar
combustão(mg/Nm3)
600 91,5 1,0 5 0,93732 0,8 0,98746 17000 85,2 700 98,7 1,0 5 0,95037 0,8 0,99007 17000 67,6 800 105,5 1,0 5 0,96031 0,8 0,99206 17000 54 900 111,9 1,0 5 0,96791 0,8 0,99358 17000 43,6
1000 118 1,0 5 0,97385 0,8 0,99477 17000 35,6 1100 123,8 1,0 5 0,97851 0,8 0,99570 17000 29,2 1200 129,3 1,0 5 0,98219 0,8 0,99644 17000 24,4
600 91,5 1,0 7 0,93984 0,8 0,98797 17000 82 700 98,7 1,0 7 0,95225 0,8 0,99045 17000 64,8 800 105,5 1,0 7 0,96174 0,8 0,99235 17000 52 900 111,9 1,0 7 0,96901 0,8 0,99380 17000 42
1000 118 1,0 7 0,97471 0,8 0,99494 17000 34,4 1100 123,8 1,0 7 0,97920 0,8 0,99584 17000 28,4 1200 129,3 1,0 7 0,98274 0,8 0,99655 17000 23,6
600 91,5 1,0 10 0,94340 0,8 0,98868 17000 76,8 700 98,7 1,0 10 0,95492 0,8 0,99098 17000 61,2 800 105,5 1,0 10 0,96376 0,8 0,99275 17000 49,2 900 111,9 1,0 10 0,97058 0,8 0,99412 17000 40
1000 118 1,0 10 0,97594 0,8 0,99519 17000 32,8 1100 123,8 1,0 10 0,98017 0,8 0,99603 17000 26,8 1200 129,3 1,0 10 0,98352 0,8 0,99670 17000 22,4
Observa-se que para atingir a mesma concentração final de particulado, no caso de 17000
mg/Nm3 incluindo ar combustão, um lavador de 800mmca(9,8N.m-2) e pressão de entrada
do líquido de 7kgf/cm2, seria suficiente. As Figuras 4.55 e 4.56 permitem uma melhor
visualização.
Figura 4.55 - Concentração final de material particulado, considerando inicial de 17000, após a limpeza do gás em sistema preliminar com eficiência de 80% e lavador Venturi, conforme a perda de carga no lavador, considerando ar combustão
8 28 48 68 88
103
Figura 4.56 – Relação perda de carga no lavador com diferentes pressões de entrada do líquido e eficiência de limpeza, considerando ar combustão na inicial de 17000mg/Nm3.
Foi ainda realizada uma avaliação teórica da eficiência de lavadores venturi variando a
perda de carga, pressão de entrada do líquido e relação líquido/gás, conforme tabela 4.6,
gerando as Figuras 4.57 e 4.58.
Tabela 4. 6 - Avaliação teórica de lavadores Venturi considerando ar de combustão
Perda de carga ∆p (mmca)
Velocidade (m/s)
Pressão de entrada do líquido (kgf/cm2)
Relação QL/Qgás (l/Nm3)
Eficiência lavador
Eficiência sistema
preliminar
Eficiência total
Conc. de MP inicial (mg/Nm3)
Conc. De MP final
incluindo ar combustão (mg/Nm3)
600 91,5 7 1,00 0,93984 0,8 0,98797 17000 82
600 74,7 7 1,50 0,94394 0,8 0,98879 17000 76,4
600 64,6 7 2,00 0,94750 0,8 0,98950 17000 71,2
700 98,7 7 1,00 0,95225 0,8 0,99045 17000 64,8
700 80,6 7 1,50 0,95536 0,8 0,99107 17000 60,8
700 69,8 7 2,00 0,95820 0,8 0,99164 17000 56,8
800 105,6 7 1,00 0,96186 0,8 0,99237 17000 52
800 86,2 7 1,50 0,96417 0,8 0,99283 17000 48,8
800 74,6 7 2,00 0,96627 0,8 0,99325 17000 46
900 112 7 1,00 0,96912 0,8 0,99382 17000 42
900 91,4 7 1,50 0,97088 0,8 0,99418 17000 39,6
900 79,2 7 2,00 0,97262 0,8 0,99452 17000 37,2
104
Figura 4.57 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2 e ar combustão.
.
Figura 4.58 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1 e ar combustão.
Portanto um lavador venturi com perda de carga de 800 mmca(9,8N.m-2 ) atende aos objetivos do
trabalho, ou seja uma emissão de 50 mg.Nm-3, medida na chaminé da termoelétrica, nas condições
especificadas e confere com o discutido no capítulo 4.4.1.
4.4.3 Configuração de sistema de limpeza proposto O diagrama da Figura 4.59, foi elaborado baseado nas discussões dos capítulos 4.4.1 e
4.4.2., sendo este a proposta de sistema de limpeza de gás de alto-forno deste estudo.
105
Apesar da simulação matemática indicar que um lavador de 800 mmca(9,8N.m-2) seria
suficiente para atender o objetivo do trabalho, optou-se por um sistema de lavador venturi
com perda de carga de 1000 mmca(9,8N.m-2) por segurança (a concentração de particulado
no gás antes do sistema de limpeza pode passar de 17 g.Nm-3 devido às peculiaridades do
processo produtivo)
Figura 4.59 – Proposta sistema de limpeza de gás
A razão da escolha de um duplo venturi está baseada na tabela 3 do apêndice, onde
demonstra que 2 venturis em série com a mesma energia (800mmca(9,8N.m-²)), ou 400
mmca( 9,8N.m-²)cada venturi, alcança uma melhor eficiência devido a equação 3.1. Assim
aplicando a equação de eficiência total, a emissão de um duplo venturi com a mesma
energia de um único venturi chegaria a 14 mg.m-3.
No entanto foi adotado o princípio da segurança, uma vez que o segundo venturi não teria
a mesma eficiência do primeiro porque as partículas diminuem de tamanho à medida que
são limpas pelos equipamentos (diminuindo a eficiência do segundo venturi em série) e
neste trabalho foi considerado que a emissão final continuaria a ser de 50 mg.Nm-3.
106
É claro que esta é apenas uma sugestão, sendo que a escolha de um único venturi de 1000
mmca( 9,8N.m-²)de perda de carga conforme o modelo empregado chegaria ao resultado
proposto de forma mais barata.
A escolha de maior velocidade na garganta e maior ou menor consumo de água, é opção de
cada empresa dependendo de vários fatores como disponibilidade de água e disposição de
desgastar mais ou menos o material do venturi.
A adoção de lavador venturi móvel, podendo-se variar a largura da garganta, é mais
aconselhável porque permite um maior controle da pressão de topo do alto-forno.
É importante lembrar novamente que os equipamentos preliminares como balão com ou
sem lavador ou ciclone deve ter uma eficiência mínima de 80 %, ou seja, o gás dirigido ao
venturi deverá conter no máximo 3400 mg.Nm-3. Na prática esta é uma condição muito
conservadora, porque medições de material particulado na chaminé do glendon em
empresas que apresentam somente como equipamento de limpeza de gás esta configuração
nunca atingiram mais que 1000 mg.Nm-3 ou 2500 mg.Nm-3 considerando o ar de
combustão.
Está clara a necessidade da maioria das empresas pesquisadas modificarem a casa de
máquinas para atingir a pressão de topo sugerida, de no mínimo 1400 mmca(9,8N.m-²), e
não só modificar a casa de máquinas, solucionar problemas relativos a projetos do forno e
vazamentos na área de carregamento de matérias primas, visando alcançar este objetivo.
Sugere-se a utilização de casas de máquinas com os chamados turbo - compressores, já
implantados em muitas empresas maiores e em uma empresa menor (produção menor que
500 t.dia-1), que possibilitam um melhor controle de parâmetros de processo como pressão
e vazão, possuem maior eficiência energética porém, mais caros.
È preferível não colocar ventiladores na linha da termoelétrica para evitar riscos de
explosão, e assim os fornos deveriam funcionar com perdas de pressões de topo maiores,
de 1600 a 1800 mmca(9,8N.m-²). No entanto sabemos que em muitos casos, por motivo de
lay out da planta industrial e distancia da termoelétrica, a utilização do ventilador torna-se
imperiosa. Neste caso é importante destacar que este ventilador na verdade deveria ser uma
chamada torre elevatória, sendo que seria rigorosamente projetado para funcionar apenas
107
com pressão positiva, evitando a entrada de ar na tubulação, este ventilador deveria ter um
inversor de freqüência e possuir controle de pressão e vazão na sua entrada.
4.5 Sistema de Limpeza da Água de Lavagem
É muito importante que a água do venturi esteja em condições de ser utilizada na lavagem
do gás, ou seja, deve conter no máximo 100 mg.L-1 de sólidos. A água deve ser recirculada
e para tanto se utiliza como equipamento mais eficiente o espessador circular, com retirada
continua da lama e um filtro prensa ou a vácuo.
As tabelas 4.7 e 4.8 mostram a situação do setor com relação à utilização de espessadores e
produtos químicos que auxiliam na sedimentação de partículas.
108
Tabela 4. 7 – Dados do espessador circular
Área
útil
(m2)
Altura
útil
(m)
Volume
útil
(m3)
Vazão
(m3/h)
Tempo de
detenção
(h)
Velocidade de
sedimentação
(m/h)
Concentração
de sólidos
(mg/L)
201,0 7,5 1518,0 180,0 2,2 0,9 150
113,0 10,6 1200,0 580,0 2,1 5,1 200
113,0 10,6 1200,0 600,0 2,0 5,3 200
133,0 3,8 500,0 504,0 1,0 3,8 Não(2)
50,2 3,0 150,7 20,0 7,5 0,4 Não
20,4 1,7 35,2 32,0 1,1 1,6 Não
43,7 4,2 184,4 40,0 4,6 0,9 150
211,1 6,2 1300,0 600,0 2,2 2,8 200
49,0 4,0 196,0 40,0 4,9 0,8 Não
201,0 4,6 925,0 200,0 4,6 1,0 25
60,0 3,0 180,0 73,0 2,5 1,2 200
28,3 3,2 89,3 50,0 1,8 1,8 Não
ni (1) ni 10,0 26,7 0,4 ni Não
15,8 5,2 81,3 90,0 0,9 5,7 Não
31,5 3,8 118,3 150,0 0,8 4,8 Não
47,0 4,5 211,0 70,0 3,0 1,5 60
ni ni 300,0 80,0 3,8 ni 100
1500,0 4,0 6000,0 800,0 7,5 0,5 100
Obs: (1) ni = não informado
(2) Não = Não realiza
109
Tabela 4. 8 – Produtos químicos utilizados
Produtos Químicos (g/m3)
Polímero
cat./aniôn.
Anti-
espumante Coagulante Dispersante
Sistema de
verificação
SS (mg/l)
0,7 11,6 10,4 2,3 150
1,0 5,2 1,0 2,1 150
2,1 10,4 2,1 4,2 200
0,4 6,3 7,1 1,7 50
Não(1) 20,5 24,7 Não 200
Não 5,2 Não Não Não
Não 9,3 Não Não Não
Não 2,9 3,8 2,0 60
20,8 13,9 Não Não 100
0,3 3,5 Não Não 100
Obs:
(1) Não = Não utiliza.
Conforme verificado, muito poucas informações estão disponíveis sobre sistema de
tratamento da água do lavador. No entanto podemos inferir que um espessador com pelo
menos quatro horas de tempo de detenção e velocidade de sedimentação de no máximo 1
m.h-1 é capaz de atingir uma concentração de sólidos suspensos de 100 mg.L-1, se utilizar
de forma adequada os produtos químicos necessários para a decantação das partículas que
variam de empresas para empresa.
É importante ressaltar novamente que este é um efluente muito tóxico, com teores de
fenóis que podem atingir 600 mg.L-1, e sendo assim é prudente recomendar que este
efluente deva ser inteiramente recirculado, e para assegurar, deveria existir um tanque
adicional para estoque do efluente quando acontecer paradas para manutenção e
vazamentos.
110
4.6 Estudo Econômico (Custo Benefício)
Tendo como base as informações apresentadas pelas empresas do setor siderúrgico foi
possível calcular o custo/benefício da instalação de termoelétricas em todas as empresas
consumidoras de carvão vegetal utilizando as equações descritas no item 3.7 e 2.10.
Contudo, tendo em vista que grande parte dessas empresas não possui termoelétrica, o
cálculo considerou os dados de produção e vazão de gás de alto-forno gerado como 2200
Nm³.t-1, eficiência de produção de 90% e custo de instalação da termoelétrica de
R$3500,00 por kWh.
Para a análise dos dados obtidos foram geradas as planilhas excell nos anexos 5 e 6 e
geradas as Figura 4.60 e 4.61, relacionando custo por empresa e produção versus tempo de
retorno.
Figura 4.60 Custo da energia com termoelétrica e investimentos adicionais
111
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
10,0
100 300 500 700 900 1.100 1.300 1.500 1.700 1.900
Ano
s
TR
TR-IA1
TR-IA2
Produção X TRs
P roduç ã o (t/dia )
Figura 4.61 - Correlação entre produção e tempo de retorno.
Verifica-se que quanto maior a produção, menor o tempo de retorno do investimento. Os
tempos de retorno denominados TRIA1 e TRIA2, que correspondem aos tempos de
retorno contando os investimentos adicionais IA1 de R$ 2.500.000,00 e IA2 de
R$1.500.000,00 não modificam de forma substancial o retorno do investimento inicial
para as empresas com maior produção, o mesmo não valendo para as empresas menores,
que em alguns casos até dobra o tempo.
O custo da energia elétrica em kWh com termoelétrica varia de R$0,06 a R$0,09
dependendo do investimento inicial, sendo que a energia da concessionária custa para as
empresas R$0,40 o kWh. As difernças de custo da energia entre os investimentos
adicionais 1 e 2 variou devido a presença do número de fornos diferentes em cada empresa,
o que onera o custo de instalação de investimentos adicionais para uma mesma produção.
Nestes cálculos não estão computados os ganhos adicionais de queda de consumo de
carvão ( com o aumento da pressão de topo do forno) e diminuição de parada das
termoelétricas por funcionar com gas mais limpo.
112
4.7 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo (Redução de Emissão de CO2)
Considerando as informações prestadas sobre cálculo de redução de emissões e custo da
tonelada de CO2 equivalente, esses dados foram estimados para as empresas do setor
siderúrgico de Minas Gerais.
Dessa forma, obtiveram os resultados apresentados nas Figuras 4.62 e 4.63.
Figura 4.62 - Relação entre vazão de gás de alto-forno e emissões de CO2 evitadas.
113
Figura 4.63 - Relação entre vazão de gás de alto-forno e ganho em dólares pela redução de emissões de CO2.
A relação entre a vazão de gás de alto-forno e as emissões evitadas de CO2 pela instalação
da termoelétrica é crescente e similarmente, a relação entre a vazão de gás de alto-forno e
ganho em dólares.
Um estudo de projeto MDL, no ano de 2008, para se chegar na certificação não custa
menos de R$300000,00 tendo em vista a necessidade de se contratar auditorias
internacionais. Sendo assim a empresa deverá prestar atenção em sua vazão de gás para
cálculo do ganho compensar o custo do estudo.
Pelo menos uma empresa já possui estudo aprovado para certificação de créditos de
carbono conforme a metodologia descrita neste trabalho, sendo que os certificados valem
por 7 anos podendo ser renovados por este período até 20 anos.
114
5 - CONCLUSÃO
A capacidade atual de geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais utilizando
turbina de recuperação de topo é de aproximadamente 29 MW, em três altos-fornos. No
entanto este tipo de aproveitamento energético somente é utilizado em fornos de grande
porte (maior que 4000 t.dia-1) utilizando coque.
Os altos-fornos a carvão vegetal utilizam a termoelétrica para geração da energia elétrica
aproveitando o gás excedente, sendo que possui uma capacidade de produção de
aproximadamente 32 MW contando com onze termoelétricas. Encontram-se em construção
mais duas termoelétricas que irão gerar mais 11 MW. A capacidade teórica de produção de
energia elétrica no Estado de Minas Gerais em termoelétricas a gás de altos-fornos a
carvão vegetal é de 224 MW. Na prática as empresas estão implantando suas
termoelétricas com capacidade inferior que a calculada teoricamente uma vez que
aparentemente estão sendo conservadoras no dimensionamento das mesmas visando
garantir mais gás para os glendons.
O lavador venturi ainda é o equipamento de limpeza de gás de alto-forno mais eficiente,
sendo que os dados fornecidos pelas empresas no campo através de questionários e
pesquisando os arquivos e informações constantes nos processos na Fundação Estadual do
Meio Ambiente – FEAM, demonstraram que um lavador venturi com perda de carga de
800 mmca(9,8N.m-²) já atinge a emissão de material particulado medida em chaminé do
glendon ou da termoelétrica de 50 mg.Nm-3. No entanto o mesmo levantamento
demonstrou que sistemas com esta perda de carga ainda permitiam emissões acima do
valor citado, sendo que lavadores venturi com perda de carga acima de 1000 mmca(
9,8N.m-2) seriam os mais indicados.
A emissão de 50 mg.Nm-3 foi adotada como referência porque é a exigida pela legislação
ambiental brasileira uma vez que não há uma exigência dos fabricantes de caldeira para
teor de particulado no gás na entrada da fornalha.
O Estado de Minas Gerais possui atualmente 74 empresas utilizando carvão vegetal, com
102 fornos, estando 98 em condições de funcionamento e 4 paralisados há anos. A
capacidade de produção total destes fornos por dia é de 27.515 toneladas de gusa. O
115
levantamento demonstrou que quanto maior a pressão de topo do alto-forno, maior é a
temperatura de sopro e menor é o consumo de carvão vegetal. Foi demonstrado também o
desconhecimento de boa parte das empresas (pelo menos dos seus representantes
entrevistados) de parâmetros importantes de processo como vazão de topo, pressão de
topo, temperatura na coroa dentre outros.
O modelo matemático aplicado para calcular a eficiência do lavador venturi se ajustou
muito bem aos dados fornecidos pela empresas e de literatura. O modelo demonstrou que
lavadores venturi com perda de carga de 800 mmca(9,8N.m-²) são capazes de atingir a
concentração em chaminé de 50 mg.Nm-3. Com a aplicação do modelo verificou-se que
uma concentração de pó no gás na saída do alto-forno de 17 g.Nm-3 (valor medido em
algumas empresas encontrado em arquivos da FEAM) é mais realista que a concentração
de 10 g.Nm-3 encontrado na literatura.
O trabalho propõe o sistema de limpeza descrito na Figura 4.59 (proposta sistema de limpeza
de gás), sugerindo que o lavador venturi a ser implantado tenha uma perda de carga de 1000
mmca(9,8N.m-²) e tenha garganta móvel. Ficou demonstrada a necessidade da maioria das
empresas pesquisadas modificarem a casa de máquinas para atingir a pressão de topo
sugerida, de no mínimo 1400 mmca(9,8N.m-2), e não só modificar a casa de máquinas,
solucionar problemas relativos a projetos do forno e vazamentos na área de carregamento
de matérias primas, visando alcançar este objetivo. Sugere-se a utilização de casas de
máquinas com os chamados turbo - compressores, já implantados em muitas empresas
maiores e em uma empresa menor, que possibilitam um melhor controle de parâmetros de
processo como pressão e vazão, possuem maior eficiência energética porém, mais caros.
È preferível não colocar ventiladores na linha da termoelétrica para evitar riscos de
explosão, e assim os fornos deveriam funcionar com pressões de topo maiores, de 1600 a
1800 mmca(9,8N.m-2). No entanto sabe-se que em muitos casos, por motivo de lay out da
planta industrial e distancia da termoelétrica, a utilização do ventilador torna-se imperiosa.
Devem sempre funcionar com pressão positiva na linha.
Apesar dos poucos dados de espessadores adquiridos das empresas, verificou-se que um
espessador com pelo menos quatro horas de tempo de detenção e velocidade de
116
sedimentação de no máximo 1 m.h-1 é capaz de atingir uma concentração de sólidos
suspensos de 100 mg.L-1, se utilizar de forma adequada os produtos químicos necessários
para a decantação das partículas que variam de empresas para empresa. Deveria existir um
tanque adicional para estoque do efluente quando acontecer paradas para manutenção e
vazamentos tendo em vista a toxidade do mesmo que pode ter teores de fenóis na ordem de
600 mg.L-1.
O modelo de custo benefício adaptado para termoelétrica a gás de alto-forno indicou que o
custo da energia elétrica passa de R$0,40 para a faixa de R$0,06 a R$0,09 o kWh
dependendo do investimento com a utilização da termoelétrica. Quanto maior a produção
com o menor número de fornos, menor será o tempo de retorno do investimento contando
os custos adicionais propostos por este trabalho.
Outra forma de se adquirir retorno do investimento com a termoelétrica é a aquisição de
créditos de carbono através da emissão de certificados seguindo a metodologia do
Mecanismo de Desenvolvimento Limpo, sendo que a relação entre a vazão de gás de alto-
forno e as emissões evitadas pela instalação da termoelétrica é crescente.
117
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122
APÊNDICE TABELAS 1 , 2, 3
123
Tabela 1 - Perda de carga de lavadores com suas respectivas eficiência e concentração de material particulado.
Perda de
carga ∆p
(mmca)
Velocidade na garganta
(m/s)
Relação QL/Qgás (l/Nm3)
Pressão de
entrada do líquido
Pl (kgf/cm2)
Eficiência do lavador
Eficiência sistema
preliminar
Eficiência total
Conc. de MP inicial (mg/Nm3)
Conc. de MP final
(mg/Nm3)
700 98,7 1,0 5 0,95037 0,8 0,99007 10000 99
800 105,5 1,0 5 0,96031 0,8 0,99206 10000 79
900 111,9 1,0 5 0,96791 0,8 0,99358 10000 64
1000 118 1,0 5 0,97385 0,8 0,99477 10000 52
1100 123,8 1,0 5 0,97851 0,8 0,99570 10000 43
1200 129,3 1,0 5 0,98219 0,8 0,99644 10000 36
700 98,7 1,0 7 0,95225 0,8 0,99045 10000 95
800 105,5 1,0 7 0,96174 0,8 0,99235 10000 77
900 111,9 1,0 7 0,96901 0,8 0,99380 10000 62
1000 118 1,0 7 0,97471 0,8 0,99494 10000 51
1100 123,8 1,0 7 0,97920 0,8 0,99584 10000 42
1200 129,3 1,0 7 0,98274 0,8 0,99655 10000 35
700 98,7 1,0 10 0,95492 0,8 0,99098 10000 90
800 105,5 1,0 10 0,96376 0,8 0,99275 10000 72
900 111,9 1,0 10 0,97058 0,8 0,99412 10000 59
1000 118 1,0 10 0,97594 0,8 0,99519 10000 48
1100 123,8 1,0 10 0,98017 0,8 0,99603 10000 40
1200 129,3 1,0 10 0,98352 0,8 0,99670 10000 33
124
Tabela 2 - Avaliação teórica de lavadores venturi
Perda
de
carga
∆p
(mmca)
Velocidad
e na
garganta
(m/s)
Pressão
de
entrada
do líquido
(kgf/cm2)
Relação
QL/Qgás
(l/Nm3)
Eficiência
lavador
Eficiência
sistema
preliminar
Eficiência
total
Conc. de
MP inicial
(mg/Nm3)
Conc. de
MP final
(mg/Nm3)
900 111,9 7 1,00 0,96901 0,8 0,99380 10000 62
900 91,4 7 1,50 0,97088 0,8 0,99418 10000 58
900 79,2 7 2,00 0,97262 0,8 0,99452 10000 55
1000 118 7 1,00 0,97471 0,8 0,99494 10000 51
1000 96,4 7 1,50 0,97619 0,8 0,99524 10000 48
1000 83,45 7 2,00 0,97748 0,8 0,99550 10000 45
1100 123,8 7 1,00 0,97920 0,8 0,99584 10000 42
1100 101,1 7 1,50 0,98034 0,8 0,99607 10000 39
1100 87,5 7 2,00 0,98135 0,8 0,99627 10000 37
900 111,9 5 1,00 0,96791 0,8 0,99358 10000 64
900 111,9 10 1,00 0,97058 0,8 0,99412 10000 59
1000 118 5 1,00 0,97385 0,8 0,99477 10000 52
1000 118 10 1,00 0,97594 0,8 0,99519 10000 48
1100 123,8 5 1,00 0,97851 0,8 0,99570 10000 43
1100 123,8 10 1,00 0,98017 0,8 0,99603 10000 40
125
Tabela 3- Análise venturi incluindo ar combustão
VENTURI
PERDA DE CARGA, EFICIÊNCIA E CONCENTRAÇÃO FINAL DE PARTICULADO
ENTRADA DE DADOS CALCULADO ENTRADA DE DADOS CALCULADO OPÇÕES DE
VENTURI
Velocidade (m/s)
Vazão do gás AF (Nm3/h)
Vazão de
água (m3/h)
Pressão de
entrada do
líquido (kgf/cm2)
Diâmetro da
garganta (mm)
Relação QL/Qgás (l/Nm3)
Perda de
carga ∆p
(mmca)
Efic. Venturi
Eficiência sistema
preliminar
Efic. total
Conc. de MP inicial (mg/Nm3)
Conc. de MP final com ar combustão
(mg/Nm3)
2 garg. serie 74,6 18000 18 5 318 1,00 400 0,8932 0,8 0,99772 17000 15,6
2 garg. paral. 74,2 9000 18 5 225 2,00 791 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
2 garg. paral. 107,7 9000 9 5 187 1,00 833 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
1 garg. 107,7 18000 18 5 265 1,00 833 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
1 garg. 87 18000 27 5 294 1,50 816 0,9634 0,8 0,99267 17000 50
1 garg. 74,2 18000 36 5 319 2,00 791 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
1 garg. 65,5 18000 45 5 339 2,50 771 0,9631 0,8 0,99263 17000 50
1 garg. 59 18000 54 5 357 3,00 750 0,9632 0,8 0,99264 17000 50
2 garg. serie 74,6 18000 18 7 318 1,00 400 0,8982 0,8 0,99793 17000 14
2 garg. paral. 72,6 9000 18 7 228 2,00 757 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
2 garg. paral. 106,7 9000 9 7 188 1,00 818 0,9632 0,8 0,99264 17000 50
1 garg. 106,7 18000 18 7 266 1,00 818 0,9632 0,8 0,99264 17000 50
1 garg. 85,5 18000 27 7 297 1,50 788 0,9632 0,8 0,99263 17000 50
1 garg. 72,6 18000 36 7 322 2,00 757 0,9631 0,8 0,99262 17000 50
1 garg. 63,7 18000 45 7 344 2,50 729 0,9632 0,8 0,99264 17000 50
1 garg. 57 18000 54 7 364 3,00 700 0,9633 0,8 0,99265 17000 50
